PSSI, 1-119

8/17/2019 PSSI, 1-119

http://slidepdf.com/reader/full/pssi-1-119 1/119

1. Domenii de folosire a construc ţiilor metaliceOdată cu cerinţele dezvoltării rapide a industriei s-au extins ş i s-au dezvoltat pe

de o parte, utilizarea oţelului în alcă tuirea construcţiilor, iar pe de altă parte utilizareaaliajelor de aluminiu care pentru realizarea unor elemente de construc ţii metalice adevenit o problemă de actualitate.

Construcţiile care se realizeaz ă cu precădere din oţel pot fi cuprinse înurmă toarele categorii:

− clădiriş i structuri industriale, dintre care:− hale industriale cu regim de lucru greu ş i foarte greu (în special pentru industria

grea);

− structuri pentru poduri rulante grele;− structuri de rezistenţă pentru sus ţinerea unor utilaje grele ş i cu acţiuni

dinamice;− structuri metalice pentru acoperişuri de mare deschidere cum ar fi:

− să li de expoziţie ş i de spectacole;

− să li de sport;

8/17/2019 PSSI, 1-119


2

− hangare ş i ateliere de montaj ş i reparaţii pentru avioane;

− garaje;

− construcţii înalte dintre care:− turnuriş i piloni utilizaţi pentru susţinerea antenelor de telecomunica ţii;

− stâlpi pentru susţinerea liniilor electrice aeriene de înaltă tensiune;

− turle pentru foraj;− turnuri de extracţie a că rbunelui;− turnuri pentru susţinerea funicularelorş i telefericelor;

− coşuri de fum ş i de ventilaţie;

8/17/2019 PSSI, 1-119


3

− construcţii metalice ale utilajelor de ridicatş i transportat fixe sau mobile cum arfi:

− poduri rulante de diferite gabarite;

− macarale fixe sau mobile;

− macarale de perete;

− maş ini pentru construcţii;

− instalaţii pentru foraje petroliere;

8/17/2019 PSSI, 1-119


4

− structuri ş i elemente de construc ţii metalice pentru instalaţii ş i utilaje tehnologiceprecum:

− structuri pentru radio-telescoape;− construcţii pentru captarea energiei solare ş i eoliene;− cuptoare;

− recipiente ş i coloane din industria chimică ;− structuri ş i elemente de construc ţii metalice pentru mijloace de transport, dintre

care:− vagoane ş i locomotive;

− remorci pentru autovehicule;

− şasiu de autovehicule;

− caroserii de autovehicule;

− structuri ş i elemente de ma ş ini cum ar fi:− baterii ş i supor ţi pentru maş ini unelte;− organe de ma ş ini simple, tije, pârghii, roţi, lagăre, carcase, bol ţuri, tamburi;

8/17/2019 PSSI, 1-119


8/17/2019 PSSI, 1-119


7

− instalaţii;

− alte construcţii metalice, cu diverse structuri precum:− structuri pentru trambulinele de schi;− structuri din observatoare astronomice;− rampe de lansare pentru nave spa ţiale;− scă ri, pasarele, balustrade;

− platforme industriale;− structuri metalice publicitare;

− sus ţineri de conducte pentru traversă ri de ape;

8/17/2019 PSSI, 1-119


8

− galerii pentru susţinere de benzi transportoare;

− poduri;

− por ţi de mari dimensiuni la barajeş i ecluze;

Avantajele construcţiilor metalice, care impun utilizarea lor în diverse domeniisunt urmă toarele:

− siguranţ a în exploatare, determinată în principal de posibilitatea realizării uneibune concordan ţe între calcul ş i comportarea în realitate a elementelor ş istructurilor de omogenitate ridicată a materialului ş i de realizarea unei foartebune etan şeităţ i;

− posibilitatea de realizare în uzină prin procedee industriale cu un înalt grad demecanizare sau chiar automatizare a elementelor de construc ţii metalice ş ireducerea timpului de execu ţie pe şantier, scurtarea duratei de intrare în

funcţiune a investiţiei;− raportul convenţ ional dintre rezistenţele mecanice ale o ţelului de construcţii,respectiv aliajelor de aluminiuş i greutatea elementelor are valori favorabile în

8/17/2019 PSSI, 1-119


9

comparaţie cu alte materiale;− capacitatea de adaptabilitate a construc ţiilor metalice, mă rirea capacităţ ii

portante prin consolidarea sub exploatare, posibilităţ i de modificare ş ireconstrucţie etc.;

− rezistenţă şi comportare foarte bună la acţiuni seismice;− cedarea elementelor construcţiilor metalice are loc, de regulă , după apari ţ ia unor

deformări plastice mari , care avertizeaz ă asupra st ării periculoase în care auajuns;− posibilitatea recuper ării metalelor prin retopire.

Pe lângă aceste avantaje se manifest ă ş i o serie de dezavantaje, dintre careprincipalele sunt urmă toarele:

− oţelul este un material mare consumator de energie la fabricare;− construcţiile din oţel au o rezisten ţă slabă la acţiunea agen ţilor corozivi, iar

măsurile de protecţie anticorozivă scumpesc construc ţiile;− construcţiile metalice au rezistenţă scăzută la foc; la 200°C se modifică limita de

curgere ş i rezistenţa la rupere a o ţelului, iar la 600°C, elementele din oţel nu mai

preiau eforturi;− oţelul ş i aliajele de aluminiu sunt folosite în numeroase alte domenii aleproducţiei materiale în care utilizarea lor este mult mai necesar ă , astfel că seimpune realizarea de construc ţii metalice numai în condiţiile în care alte soluţiinu pot satisface cerinţele de exploatare (de exemplu: ac ţiuni deosebit de grele,acţiuni dinamice, deschideri mariş i foarte mari, construcţii foarte înalte, condiţiitehnologice, etc.).

La proiectarea elementelor de construc ţii metalice trebuie avut în vedere criteriulreducerii consumului de oţel. Pentru aceasta este necesar ă mai întâi justificareatehnico-economică a utiliză rii soluţiei în structura de oţel a construc ţiei respective. Apoi,odată aleas ă soluţia, este necesar ă realizarea unor variante cu performanţe tehnico-

economice ridicate, anume:− utilizarea cu precădere a solu ţiilor tipizate;− alegerea corespunz ă toare a solu ţiilor constructiveş i a calităţ ii oţelului;− adaptarea solu ţiilor constructive la posibilităţ ile de uzinare a unităţ ilor

producă toare de construc ţii metalice;− stabilirea raţională a tipodimensiunilor pentru reducerea pierderilor de material la

uzinare ş i pentru uşurarea aprovizionării cu materiale;− scurtarea duratei de montaj prin realizarea unei organizări raţionale a

montajului;− asigurarea unei între ţineri uşoare a construc ţiilor metalice în timpul exploatării,

în vederea conserv ă riiş i lungirii duratei de exploatare în deplină siguranţa.

2. Mijloace de îmbinare ş i de prindere a construc ţiilor metalice

Mijloacele de îmbinareş i de prindere folosite în construcţiile metalice pot fi:− îmbinare prin sudur ă ;

8/17/2019 PSSI, 1-119


10

− îmbinare cu şuruburi;

− îmbinare cu nituri.

Sudarea este mijlocul de îmbinare cel mai folosit la realizarea construcţiilormetalice, aceasta permi ţând realizarea unor construc ţii economice, de forme variate ş iraţionale ş i care se pot executa cu procedee tehnologice de mare productivitate.

La execuţia construcţiilor metalice în întreprinderi sau ateliere specializate sefoloseş te exclusiv sudarea.

Construcţiile sudate ofer ă o serie de avantaje în raport cu construc ţiile obţinuteprin alte procedee tehnologice precum: turnarea, forjarea sau nituirea, astfel c ă acesteaau o largă r ăspândire în principalele ramuri ale industriei, construcţiei ş i transportului.

Principalele avantaje ale sudă rii sunt:− economia de material .Prin folosirea întregii secţiuni a elementelor sudate, prin reducerea adaosului de

prelucrare ş i prin renunţarea la elementele auxiliare (eclise, corniere ş i gusee), oconstrucţie sudată este cu 15-20% mai uşoar ă decât una nituită .

Deasemenea, la construc ţiile sudate nemai fiind necesare racordări, înclinări,adaosuri de contrac ţie, uniformizarea secţiunilor pentru eliminarea nodurilor termiceş imai ales re ţele de turnare, greutatea este mai redus ă cu 15-20% faţă de cele ob ţinuteprin turnare din oţel sau cu 50-60% faţă de cele ob ţinute prin turnare din fontă ;

8/17/2019 PSSI, 1-119


11

− economia de manoper ă. Folosind sudarea se m ă reş te productivitatea prin eliminarea unor operaţii specifice

celorlalte procedee tehnologice (pregă tirea elementelor în vederea nituirii, pregă tireamodelelor ş i formelor pentru turnare, pregă tirea matriţelor pentru forjare, încă lzireaniturilor, topirea metalelor pentru turnare, încă lzirea semifabricatelor pentru forjare,etc.);

− îmbunăt ăţ irea condi ţ iilor de lucru. Avantajul este evident dacă se au în vedere doar: pozi ţiile dificile la nituire,

temperaturile ridicate ş i gazele emanate la forjare ş i turnare, zgomotul la nituire ş iforjare liber

ă;

− folosirea de utilaje mai simple, ieftineş i uşor de mânuit;− îmbunăt ăţ irea comport ării materialului în privinţ a rezisten ţ ei .La cusă turile sudate transmiterea eforturilor se face treptat ş i continuu, metalul de

adaos f ăcând parte din îmbinare, spre deosebire de îmbin ă rile nituite, la care repartiţiaeforturilor este neuniformă , sau de piesele turnate, unde datorit ă defectelor de turnare –pori, retasuri - rezistenţa este diminuată în special la solicitări variabileş i prinşoc;

− asigurarea etan şeit ăţ ii. În comparaţie cu îmbină rile nituite, îmbinarea sudată asigur ă etanşeitatea f ă r ă a fi

necesare m ăsuri suplimentare (ex. - garnituri) în condiţiile execută rii cordoanelorcontinui;

− realizarea unor construc ţ ii cu forme raţ ionale, complexe şi variate. Acest avantaj are ca efect pe lâng ă mă rirea eficienţei economice ş i reducerea cicluluide fabricaţie, micşorarea volumului de prelucr ă ri mecanice.

Toate aceste avantaje se vor manifesta cu prec ădere dac ă la proiectare ş iexecuţie se iau în considerare particularităţ ile caracteristice ale îmbină rilor sudate, seacordă aten ţia cuvenită problemelor tehnologiceş i preciziei.

Particularităţ ile de bază ale construcţiilor sudate sunt:− leg ătura organic ă între elemente, realizată prin cusă turi sudate.Deş i realizată din elemente separate, construc ţia sudată se comportă ca un tot

unitar, ca o construc ţie monolit, îmbinând în ea avantajele construcţiilor compuse cucalităţ ile construcţiilor monolit;

− posibilitatea realiz ării structurilor cu diferite forme constructive, f ăr ă elementeintermediare de legă tur ă .

− posibilitatea realiz ării de construc ţ ii sudate din elemente prefabricate prin orice procedee, considerate cele mai corespunz ă toare destina ţiei lor ş i cele mai economicepentru dimensiunile, forma ş i numărul de elemente identice date. În acest fel serealizează construcţii economice ş i cu forme raţionale;

- posibilitatea folosirii într-o singur ă construc ţ ie a diferitelor materiale, cele maicorespunză toare condiţiilor impuse prin funcţionare ş i exploatare. În acest fel sefolosesc integral calităţ ile materialelorş i se reduce consumul de metal;

- existenţ a unei influente reciproce între construc ţ ie şi tehnologia sa de execu ţ ie.

Alegerea unei forme constructive limitează alegerea tehnologiei de sudare, iar aceastainfluenţează modificarea proprietăţ ilor iniţiale ale materialului, precizia respectă rii

8/17/2019 PSSI, 1-119


12

dimensiunilor din proiect, forma constructivă ş i apariţia în construcţie a unei stări detensiune care influenţeaz ă capacitatea de exploatare a construc ţiei sudate;

- apari ţ ia în îmbinarea sudat ă a unor neomogenit ăţ i datorate procedeului desudare (prin topire sau prin presiune). În îmbinarea sudată se formează zone custructuri ş i compoziţii chimice diferiteş i deci cu proprietăţ i diferite. La acestea se potadăuga ş i neuniformităţ i geometrice ca urmare atât a formelor constructive prescrise,

cât ş i tehnologiei de execuţie;- apari ţ ia tensiunilorşi deformaţ iilor remanente datorate procesului de sudare . Laproiectare ş i execuţie se vor adopta forme raţionale ş i se vor lua măsuricorespunză toare pentru evitarea sau reducerea tensiunilor ş i deformaţiilor remanente.

În cazul construcţiilor metalice la care montajul se execută pe şantier, acesta serealizează folosind fie sudarea, fie îmbinarea cu şuruburi brute ş i cu şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate.

Nituirea ş i îmbinarea păsuită cu şuruburi semiprecise sunt mijloace de îmbinarela care se recurge tot mai rar, deoarece execu ţia lor este mai complicată ş i sunt maiscumpe.

Un mijloc de îmbinare care poate intra în tehnica realiză rii construcţiilor metaliceeste lipirea. În transmiterea solicită rilor într-o îmbinare sau prindere se va alege un singurmijloc de asamblare: cu şuruburi, cu nituri sau cu sudur ă .

3. MATERIALE PENTRU CONSTRUCŢII SUDATE3.1. Metalul de baz ă În procesul de sudare sunt folosite ca metal de baz ă aliajele fier-carbon (oţeluri ş i

fonte), aluminiul ş i aliajele sale, sub formă de table, profile sau bare laminate, pieseturnate sau forjate.

oţ eluriCele mai utilizate materiale pentru construcţiile sudate sunt aliajele fier-carbon ş i

dintre acestea mai ales o ţelurile. În funcţie de domeniul de utilizare, produsele din oţel ale industriei siderurgice se

pot grupa după urmă toarea schem ă :- oţeluri pentru piese turnate;- oţeluri pentru produse laminate trase ş i trefilate cu destinaţia:

- structuri (din beton armatş i metalice);- aparate sub presiune (structuri metalice);- structuri mecanice;- scule.

În grupa oţelurilor pentru structuri metalice se încadrează laminatele, folosite la

structuri portante de orice natur ă din domeniul construcţiilor civileş i industriale, laconstrucţii hidrotehnice, la rezervoare ş i alte recipiente, turle ş i platforme de foraj,poduri, construcţii de nave etc.

Oţelurile pentru structuri metalice fac parte din categoria largă a oţelurilor pentruconstrucţii, fiind destinate realizării prin anumite procedee tehnologice - sudare, tă iere,deformare plastică - a unor structuri metalice cu anumite destinaţii.

Oţelurile pentru aparate sub presiune au acelea ş i tehnologii de elaborare, condiţiide prelucrare ş i exploatare ca ş i oţelurile pentru construcţii, dar le sunt impuse unelecondiţii suplimentare privind satisfacerea unor cerinţe specifice domeniului de utilizareş isiguranţei în exploatare.

După specificul condiţiilor de utilizareş i al caracteristicilor mecanice garantate pe

produsul finit, oţelurile utilizate pentru executarea construcţiilor metalice se împart în:- oţeluri de uz general;- oţeluri cu rezistenţă mărită la coroziune atmosferică ;

8/17/2019 PSSI, 1-119


13

- oţeluri cu granulaţie fină pentru construcţii sudate;- oţeluri cu rezistenţă la rupere fragilă la temperaturi joase (criogenice);- oţeluri cu limită de curgere foarte ridicată ;- oţeluri aliate pentru elemente speciale. oţ eluri de uz generalOţelurile de uz general pentru construcţii (STAS 500/2-76) sunt oţeluri carbon, la

care caracteristicile mecanice de rezisten ţă se datoreaz ă carbonului (≤ 0,25%), sauoţeluri slab aliate, la care caracteristicile mecanice se datoreaz ă ş i altor elemente dealiere.

Marca oţelului este definită după valoarea minimă a rezisten ţei de rupere,evidenţiată printr-un sistem de notaţii care indică :

− domeniul de utilizare a oţelului, precizat de un simbol literar (OL, OLT, OT,OLC);

− rezistenţa minimă de rupere, în daN/mm² pentru OL, OLTş i OT;− conţinutul mediu de carbon, în sutimi de procente pentru OLC;− clasa de calitate, notat ă cu cifre de la 1 la 4 care arat ă compoziţia chimică ş i

caracteristicile mecanice de rezisten ţă ş i tehnologice garantate la livrareaoţelului;

− gradul de dezoxidare a o ţelului, indicată prin literele n,s,k,kf.Exemplu de notare:OL44.4 kf - oţel de uz general pentru construc ţii, cu rezistenţă minimă de rupere

de 44 daN/mm², clasa 4 de calitate, calmat suplimentar.Oţelurile de uz general, frecvent utilizate în România pentru executarea

construcţiilor metalice, sunt: OL37; OL44; OL52; OLT35; OLT45. În cazul elementelorsupuse la uzur ă puternică se folosesc: OL50; OL60; OL70.

oţ eluri rezistente la coroziune atmosferic ă Rezistenţa la coroziune a o ţelurilor de construcţii se obţine pe seama compozi ţiei

lor chimiceş i a elementelor de aliere (Cu, Ni, Cr, P etc.) care intr ă în soluţie prin reacţieanodică mai lentă decât fierul.Pe acest principiu s-au elaborat o ţelurile pentru construcţii rezistente la

coroziunea atmosferică numite ş i oţeluri patinabile (STAS 500/3-76) al căror simbol esteORCA. Marca oţelului, clasele de calitate, gradul de dezoxidare au acelea ş i semnificaţiica ş i în cazul oţelurilor de uz general.

Exemplu de notare:ORCA 37.2-oţel rezistent la coroziune atmosferică , cu rezisten ţă minimă de

rupere 37 daN/mm², clasa 2 de calitate, necalmat. În toate condiţiile de mediu ORCA înregistrează pierderi în greutate de 2-4 ori

mai mici decât oţelurile de uz general.

oţ eluri cu granulaţ ie fină pentru construc ţ ii sudateSunt oţeluri slab aliate pe bază de V, Ni, Al, Nb, care după normalizare prezintă caracteristici mecanice de rezisten ţă ridicate. Prin compoziţia chimică ş i tehnologia defabricaţie, aceste o ţeluri conţin precipitate de nitruri ş i carburi fin distribuite care împiedică creş terea granula ţiei în domeniul austenitic ş i determină formarea uneigranulaţii fine. Datorită caracteristicilor mecanice ridicate, a proprietăţ ilor plastice bune,a rezisten ţelor remarcabile faţă de ruperea fragilă ş i tenacităţ ii sporite la temperaturiscăzute, oţelurile cu granulaţie fină fac parte din categoria oţelurilor sudabile ş i serecomandă pentru executarea construc ţiilor metalice puternic solicitateş i în condiţiigrele de exploatare.

Marca oţelului cu granulaţie fină este definită prin valoarea minimă a rezisten ţeide rupere, eviden ţiată printr-un sistem de notaţii care indică :

− domeniul de utilizare a oţelurilor cu granulaţie fină , precizat printr-un simbolliterar (OCS);

8/17/2019 PSSI, 1-119


14

− rezistenţa minimă de rupere, în daN/mm²;− clasa de calitate, notat ă cu 3a, 3b, 4a, 4b, 5a, 5b, 6a, 7a;− gradul de dezoxidare. Oţelurile cu granulaţie fină pentru construcţii sudate se

livrează numai sub formă de oţel calmat.Exemplu de notare:OCS 55.4b.k - oţel slab aliat pentru construcţii sudate, cu rezisten ţă minimă de

rupere de 55 daN/mm², clasa 4b de calitate, calmat. oţ eluri criogeniceSunt oţeluri slab aliate care prezintă o bună comportare la solicită ri mari în regim

static ş i dinamicş i o tenacitate deosebită la temperaturi joase ş i foarte joase. În aceast ă categorie intr ă oţelurile cu granulaţie fină , cu 9% Ni, având clasele de calitate 5, 6 ş i7(STAS 9021/75), oţelurile inoxidabile, austenitice, pe bază de Cr ş i Ni. Oţelurilecriogenice se folosesc pentru confec ţionarea construc ţiilor de înmagazinare ş i transporta produselor gazoase din industria chimică ş i petrochimică , cum ar fi: recipiente,rezervoare ş i gazometre.

oţ eluri cu limit ă de curgere foarte ridicat ă Sunt oţeluri slab aliate la care limita de curgere este mai mare de 51daN/mm² ş i

se utilizează în stare îmbună tăţ ită având o structura bainitică sau sorbitică . Datorită structurii cristaline fineş i uniforme prezintă caracteristici mecanice de rezisten ţă ş iproprietăţ i de tenacitate cu mult mai ridicate decât oţelurile slab aliate normalizate.

oţ eluri aliateSe caracterizeaz ă printr-un conţinut în elemente de aliere - Cr, CrMo sau CrNi -

de peste 3,5%, care le ofer ă caracteristici mecanice de rezisten ţă ş i de deformabilitatedeosebite. Se folosesc în stare îmbun ă tăţ ită .

table pentru construc ţ ii navale (STAS 8324-80)Pentru execu ţia, în principal, a elementelor de structuri portante ale navelor

fluviale ş i maritime de mic, mediu ş i mare tonaj, sunt fabricate în conformitate cuprevederile Registrului Naval Roman table din o

ţel, laminate la cald, cu grosimi de 4-60

mm a căror destinaţie este construc ţia navală .Tablele pentru construc ţii navale se clasifică , după STAS 8324-80, în:

− table din oţel cu rezistenţă normală , cu valoarea limitei de curgere de min.235N/mm² (24/Kgf/mm²);

− table din oţel de rezisten ţă înaltă , cu valoarea limitei de curgere de min.315N/mm² (32 Kgf/mm²).

Notarea oţelului se face indicând:− grupa, care poate fi A, D, E; pentru oţel cu rezistenţă normală ;− grupa (A, D, E), urmată de valoarea limitei de curgere în Kgf/mm², (32 sau 36),

pentru oţelurile cu rezistenţă înaltă . aliaje de aluminiu folosite în construc ţ iiPentru elemente de închidere - învelitori, pereţi, plafoane ş i elemente de

tâmplă rie - la care nu sunt cerute calităţ i de rezistenţă ridicate, este folosit aluminiulnealiat sau aliaje de tip Al-Mn uşor de prelucrat la rece.

Pentru elemente de rezisten ţă este necesar ca aliajul s ă fie sudabil, efectul încă lzirii fiind mai redus.

Pentru construc ţii sudate se folosesc aliaje cu o sudabilitate bun ă ş i cu rezistenţemecanice ridicate, afectate într-o măsur ă redusă de procesul de sudare, cum sunt:

− aliajele cu magneziu în propor ţie relativ mare, care ofer ă o rezistenţă mecanică asem ănă toare cu a o ţelului OL37, f ăr ă a se trata termic:

− aliajele de tip Al-Ş i-Mg cu un mic adaos de zirconiu, care după tratament termicofer ă rezistenţe mecanice ridicate-aproape duble fa ţă de ale o ţelului OL37.

− aliajul Al-Mg-Ş i, rezistent la coroziune, având rezistenţă suficient de ridicată ş icalităţ i bune de sudabilitate.

8/17/2019 PSSI, 1-119


8/17/2019 PSSI, 1-119


16

Funcţie de θ c r materialul poate fi în una din situaţiile:− θ > θ cr ş i deci σ c < σ r , adică ruperea va fi tenace;− θ < θ cr ş i deci σ c > σ r , adică ruperea va fi fragilă .

Se poate spune c ă la o temperatur ă oarecare – temperatura critică de fragilizarela rece sau temperatura de tranzi ţie din starea tenace în starea fragil ă – caracterulcomportării materialului se schimbă brusc – curba κ .

Temperatura critică de fragilizare la rece se poate determina prin diferite metode

obţinând diferite rezultate, astfel încât apar deficienţe privind modul de utilizare înproiectarea construc ţiilor sudate.Influenţa temperaturii scăzute asupra metalului de baz ă se poate vedea din

urmă torul exemplu: dacă la temperaturi de peste -10 °C, rezistenţa ş i plasticitateaoţelului sufer ă modifică ri nesemnificative, în schimb la temperaturi de -45 °C pentruOL37 ş i de -60 °C pentru OL52 apare tendinţa de rupere fragilă .

Influenţ a formei constructive asupra comport ării metalului de baz ă În acest scop se examineaz ă comportarea unui numă r de epruvete încercate la

tracţiune ( după Ludwig ş i Schee ). Forma acestor epruvete este prezentat ă în figuraurmă toare:

După cum se vede, forma crest ă turilor este diferită pentru epruvetele prezentate, însă sec ţiunea slăbita este aceea ş i.

Pentru solicitarea de trac ţiune, din calcul va rezulta acelaş i efort - indiferent deepruvetă , practic însă epruvetele au rezisten ţe diferite funcţie de forma constructivă ,aşa cum se vede în figura urmă toare, poziţia a:

8/17/2019 PSSI, 1-119


17

Rezultatul se explică prin aceea c ă în epruveta 1 repartiţia tensiunilor esteuniformă pe sec ţiune, iar pentru celelalte epruvete aceast ă repartiţie este neuniformă .

Repartizarea tensiunilor ş i a fluxului de for ţe într-o epruvetă cu crestă tur ă esteprezentată în figura urmă toare:

Din cauza prezen ţei crestă turii, fluxul de for ţe se îngusteaz ă ş i se îndese ş te lamarginea crest ă turii unde tensiunile cresc brusc.

La aceasta reparti ţie a tensiunilor contracţia transversală a sec ţiunii este

îngreunată ş i din această cauză epruveta lucrează mai mult timp cu secţiunea întreagă .La prima epruvetă - f ă r ă crestă tur ă – contracţia transversală se produce u şor,deoarece deforma ţiile longitudinale se repartizează pe o lungime importantă . Sec ţiuneaepruvetei se reduce mult în acest caz, iar capacitatea de rezisten ţa scade. Pentruepruvete din oţel obişnuit executarea crest ă turii contribuie la creş terea încărcă rii derupere comparativ cu cele f ă r ă crestă tur ă . Cu cât crestă tur ă este mai ascu ţită cu atât încă rcarea de rupere este mai mare ( pozi ţia a ), majorarea acesteia fiind în legă tur ă cuscăderea pronun ţată a alungirii ε ş i a contracţiei transversale ψ . Determinând însă tensiunile reale prin raportarea sarcinii la secţiunea reală în fiecare moment al solicită rii,se constat ă că valoarea acestora este în toate cazurile aproximativ egal ă ( poziţia b ).

Situaţia se schimbă dacă epruvetele sunt dintr-un material fragil, încă rcareasuportată de epruvete fiind cu atât mai mică cu cât crest ă tur ă este mai ascu ţită . Acestlucru se explică prin aceea c ă materialul fragil, incapabil să se deformeze plastic, serupe atunci când tensiunile maxime din secţiune ajung la rezistenţa de rupere. Totodat ă cu ascu ţirea crestă turii, tensiunile maxime vor diferi mai mult de tensiunile medii astfelcă ruperea se va produce la înc ă rcări cu atât mai mici cu cât este mai mare coeficientulde concentrare a tensiunilor K σ =σ max / σ med , deoarece rezisten ţa este dat ă de tensiunilemaxime.

La materialele tenace are loc un proces de uniformizare a tensiunilor datorită deformă rilor plastice, tensiunile medii se apropie de cele maxime, iar ruperea seproduce la o încă rcare mare. Rezultă că forma constructivă are o influenţă deosebită asupra st ării de tensiuniş i asupra rezisten ţei materialului.

Practic materialele au diferite grade de plasticitate, astfel că fiecare va avea ocomportare diferită atât de a celor tenace cât ş i de a celor fragile. Schematic se admitecă materialul cu grad oarecare de plasticitate se comport ă la început ca un material

8/17/2019 PSSI, 1-119


18

plastic până la epuizarea calităţ ilor de plasticitateş i dacă în aceast ă situaţie tensiunile n-au atins rezisten ţa de rupere, atunci în continuare se comport ă ca un material fragil,poziţia a din figura urmă toare:

Funcţie de gradul de plasticitate, pentru epruvetele cu crest ă tur ă se poate înregistra fie creş terea, fie scăderea înc ărcării de rupere.

Prezen ţa concentratorilor de tensiuni influenţeaz ă deosebit de nefavorabilcomportarea materialelor la solicitări variabile. Mă rimea concentratorului de tensiuni,odată cu proprietăţ ile materialului influenţeaz ă rezistenţa la oboseal ă a acestuia (pozi ţiab din figur ă ). Astfel, s-a constatat că la creş terea limitei de curgere σ c ş i aconcentratorului de tensiuni K σ se reduce rezisten ţa la oboseal ă .

În lipsa concentratorilor de tensiuni, limitele de rezistenţă la oboseală sunt relativpropor ţionale cu limitele de curgere. La creş terea concentratorului de tensiuni, rezisten ţala oboseală a o ţelurilor slab aliate scade mai rapid decât cea a o ţelurilor obişnuite, la unmoment dat ambele o ţeluri comportându-se la fel (punctuli ).

Rezultă că în diferite situaţii, în raport de mă rimea concentratorului de tensiuni,comportarea materialelor este diferită la solicită ri variabile, sau că materialele ausensibilităţ i diferite la concentrarea tensiunilor sub acţiunea încă rcă rilor variabile.

În cazul lucrului la temperaturi scăzute concentratorii de tensiune influenţează deasemenea în mod nefavorabil capacitatea de rezisten ţă a construc ţiei, deoareceace ş tia întârzie începerea deforma ţiilor plastice, ceea ce ar echivala cu o mărire a limiteide curgere.

Conform diagramei lui A.F.Joffe, deoarece limita de curgere creş te în prezen ţaconcentratorilor de tensiune, înseamn ă că va creş te corespunz ă tor ş i temperatura critică de fragilizare la rece ş i în consecinţă se îngusteaz ă intervalul temperaturilor pentru carematerialul considerat este utilizabil f ăr ă condiţii suplimentare.

Deasemenea, odat ă cu creş terea vitezei de aplicare a sarcinii, se constat ă o

creş tere a limitei de curgere ş i deci a temperaturii de tranziţie.

8/17/2019 PSSI, 1-119


19

Condiţiile de lucru ale unui material pot fi influenţate negativ, pe lâng ă concentratorii de tensiune, de modificarea proprietăţ ilor sale ca urmare a formeiconstructive, aşa cum se vede în figura urmă toare:

În primele două situaţii, când există un singur concentrator sau doi concentratoriidentici depărtaţi, influenţa acestora este identic ă . Micşorând distanţa dintre cei doiconcentratori, influenţa nefavorabilă a acestora este tot mai evident ă , atât ca urmare asuprapunerii efectelor, cât ş i ca urmare a modificării proprietăţ ilor metalului în por ţiunear ămasă între cele două nervuri. În această por ţiune repartiţia tensiunilor este foarteneuniformă , capacitatea de rezisten ţă se reduce foarte mult, materialul are o comportarefragilă , existând pericolul ca la orice supraîncărcare s ă aibă loc ruperea fragilă . Dinaceast ă cauză trebuie să se aibă în vedere la proiectare atât evitarea concentratorilorde tensiune cât ş i evitarea locurilor în care deformaţiile sunt îngreunate.

Influenţ a st ării de tensiuni asupra comport ării metalului de baz ă Distribuţia tensiunilor în metalul de bază poate fi neuniformă ş i în lipsa

concentratorilor de tensiune, aşa cum este cazul solicitării la încovoiere, cânddeasemenea are loc o cre ş tere a caracteristicilor de rezistenţă . În cazul repartiţieineuniforme a tensiunilor, trecerea din starea elastic ă în starea elasto-plastic ă (atingerealimitei de curgere), nu se produce simultan pe întreaga sec ţiune ci într-o parte oarecarea acesteia.

Pentru calculele de rezisten ţă – datorită complexităţ ii fenomenului - se folosescscheme aproximative care au la baz ă diferite ipoteze simplificatoare asupra dezvoltăriitreptate a deforma ţiilor plastice.

Schema aproximativă a lui Kuntze se refer ă la o bar ă cu sec ţiune dreptunghiular ă supusă la încovoiere:

8/17/2019 PSSI, 1-119


20

Kuntze face ipoteza:Din cauza neuniformit ăţ ii reparti ţ iei tensiunilor pe sec ţ iunea elementului, trecerea

în starea elasto-plastic ă se va produce numai atunci când suma tuturor tensiunilor dinfibrele solicitate peste limita nominal ă de curgere va fi egal ă cu suma tuturor tensiunilordin fibrele solicitate sub limita nominal ă de curgere .

Astfel, dacă limita de curgere σ c este atins ă în fibra de la distanţa y c faţă de axaneutr ă , atunci limita reală de curgere σ c ̀ va fi atinsă când suma tensiunilor din partea cuy < y c va deveni egală cu suma tensiunilor din partea cu y > y c , adică atunci când vaexista egalitatea:

∫∫ =2

0

h

y y

y

y

c

c

dybdyb σ σ

unde :

h y c

y

`2 σ σ =

Înlocuind, se obţine:

∫∫ =2

0

h

y

y

c

c

ydydy y

sau:

⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜⎝ ⎛

−= 2

22

421

2 cc yh y

,

de unde :

228

2 hh yc ==

Având în vedere că :

ccc y

h

2` σ σ = ,

se constat ă că :

8/17/2019 PSSI, 1-119


21

cc σ σ 41,1` =

Rezultă că în cazul solicită rii la încovoiere a unei bare cu secţiuneadreptunghiular ă , limita de curgere depăş eş te cu 40% valoarea corespunz ă toare alimitei de curgere din cazul solicitării la tracţiune când repartiţia tensiunilor esteuniformă .

Această schemă este aplicabilă pentru orice sec ţiune de bar ă , cu repartiţianeuniformă a tensiunilor dacă se cunoa ş te legea reparti ţiei tensiunilor.

Luarea în considerare a st ării de tensiune la proiectarea construcţiilor sudate areo importanţă deosebită , din care motiv s-au elaborat diferite scheme care s ă permită aprecierea comportării materialului după caracteristicile lui în raport cu starea detensiuni.

I.B.Friedman a propus o schemă potrivit căreia materialul este caracterizat prinlimita de curgere la lunecare - cτ , respectiv întindere - cσ , prin limita de rupere laforfecare - r τ , respectiv întindere - r σ , mărimi care se trec într-o diagramă maxmax τ σ − .

Starea de tensiune se apreciaz ă prin valoarea raportuluimax

max

σ τ

α = care

caracterizeaz ă gradul de atenuare a st ării de tensiuni.Cunoscând tensiunile principale din secţiune se pot scrie:

( )

⎪⎩

⎪⎨

⎧

−=

+−=

231

max

321max

σ σ τ

σ σ μ σ σ

astfel că :

( )321

31

22 σ σ μ σ σ σ

α +−

−=

unde 25,0=μ .

8/17/2019 PSSI, 1-119


22

Dacă în diagramele materialului, se traseaz ă sub formă de raze caracteristicileα ale stă rii de tensiuni, acestea vor permite evaluarea comportă rii materialului ladiferite stări de tensiuni. Astfel materialul A se va deforma plasticş i se va rupe tenace,ductil numai la stările de tensiune caracterizate prin coeficientul 9,3≥α , iar pentrucelelalte stă ri de tensiune (compresiune, torsiune, trac ţiune) se va rupe fragil. MaterialulC se va rupe tenace la toate st ările de tensiune, cu excep ţia stării de tracţiune triaxială când 0=α ş i de stările de tensiune cu 15,0≤α .

După cum se vede, schema d ă o reprezentare intuitivă a comportă rii materialului în condiţiile diferitelor stă ri de solicită ri, respectiv de tensiuni.

Rezistenţ a tehnologic ă a metalului de baz ă Datorită că ldurii introduse în zona cusă turii în timpul sudă rii, iau naş tere tensiuni

al căror efect este trecerea metalului în stare plastic ă , acesta suferind un procescomplex de deformaţii.

Pentru rezisten ţa tehnologică este necesar ca în fiecare moment propriet ăţ ilemetalului să asigure în orice punct capacitatea de a suporta deforma ţiile produse ş i de arezista la eforturile care acţionează . O capacitate de deformare sau o rezisten ţă redusă a metalului - într-un punct oarecare - pot conduce la discontinuităţ i, adică la fisuri saualte defecte în materialul construcţiei.

Momentul cel mai probabil de apariţie a fisurilor este în cursul procesului decristalizare, de unde ş i denumirea de fisuri de cristalizare la cald. În procesul detransformări structurale, când se manifestă tensiunile cele mai mari datorită variaţiilor devolum ale unor zone limitate, precumş i datorită prezen ţei unor structuri fragilizante sauhidrogenului, pot apărea a şa numitele fisuri la rece.

Formarea fisurilor, atât la cald cât ş i la rece, este influenţată de o serie de factoriş i cauze care se cuprind în trei grupe:

- metalurgice - legate de material ş i de proprietăţ ile sale;- tehnologice - determinate de metoda, regimurile ş i procedeele de execu ţie a

sudă rii;- constructive - care depind de rigiditatea construcţiei sudate, de forma îmbină rilorş i de elementele constructive ale preg ă tirii marginilor pieselor pentru sudare.

Compoziţia chimică a metalului influenţeaz ă rezistenţa tehnologică , prin aceeacă unele elemente favorizeaz ă apariţia fisurilor. Astfel sulful provoacă apariţia fisurilor lacald, în timp ce manganul contribuie la prevenirea formării acestora.

În timpul r ăcirii, capacitatea metalului depus de a suporta deformaţii plasticedepinde de temperatur ă . Astfel în faza lichidă , plasticitatea este nelimitată , însă la otemperatur ă cu puţin inferioar ă , când dendritele au f ăcut joncţiunea se produce oreducere brusc ă a proprietăţ ilor de plasticitate a metalului, care se menţine într-uninterval de temperaturi numit intervalul de temperatur ă a fragilităţ ii (ITF).

Limita inferioar ă a intervalului de fragilitate este determinată de temperatura lacare rezisten ţa legă turilor gr ăunţilor este suficient de mare pentru preluarea unortensiuni importante, ceea ce conduce la m ă rirea deformaţiilor plastice pe care le poatesuporta materialul.

Pentru asigurarea rezisten ţei materialului în ITF este necesar ca deformaţiilereale s ă nu depăş easc ă în mărime acele deformaţii pe care le poate suporta materialulf ă r ă a se rupe. Func ţie de viteza de deformare se pot acumula diferite deforma ţii, astfelcă după viteza cea mai mare de deformare, la care nu se dep ăş eş te rezisten ţatehnologică se apreciaz ă plasticitatea materialului în intervalul de fragilitate. Formareafisurilor la cald (în ITF) se datorează împiedică rii circulaţiei fazei lichide, de o reţearigidă de cristale, metalul neavând o capacitate suficientă de a se deforma plastic.

Forma constructivă a îmbină rii sudate are o mare importanţă , condiţiile cele mainefavorabile care contribuie la formarea fisurilor la cald creându-se la sudarea

8/17/2019 PSSI, 1-119


23

îmbină rilor prin suprapunere cu cusă turi frontale precum ş i la sudarea îmbină rilor încruce, în momentul executării ultimei cusă turi de colţ.

Dimensiunile pieselorş i ale construcţiilor sudate precum ş i succesiunea execu ţieisudă rii influenţeaz ă deasemenea asupra rezisten ţei tehnologice a metalului de bază .

Mărirea interstiţiului de la îmbinarea cap la cap favorizează formarea fisurilor lacald, la fel ca ş i micşorarea unghiului de teş ire a marginilor.

Fisurile pot apă rea ş i în zona vecină cusă turii, caz în care ele sunt de natur ă intercristalină ş i se datoreaz ă faptului că în procesul de sudare se produce separareaparticulelor disperse în corpul gr ăuntelui, din care cauză rezistenţa acestuia cre ş te ş i întreaga deformaţie se concentreaz ă la limitele gr ăunţilor, care neputând prelua întreaga deformaţie permite ruperea fragilă între gr ăunţi sub forma fisurilor la cald.

Prin măsuri adecvate, formarea fisurilor la cald poate fi prevenită în majoritateacazurilor.

La execuţia construcţiilor sudate pot apărea ş i fisuri la rece care se formează latemperaturi apropiate de temperatura mediului ambiant. Aceste fisuri se datorează modificărilor volumice din timpul transformă rilor structurale care au loc la că lire, astfelcă pericolul apariţiei lor afectează numai oţelurile la care în cursul procesului de sudarese poate forma martensita.Mai pot apărea fisuri la rece datorită deformaţiei ş i acestea sunt provocate dedeformaţiile unghiulare care iau naş tere la sudarea cus ă turilor cap la cap sau în colţ cugrosime mare.

Aceste fisuri pot fi prevenite prin micşorarea interstiţiului dintre marginile pieselorde sudat ş i prin prinderea rigidă a pieselor în timpul sudă rii.

După cum se vede, metalului de baz ă i se impun condiţii complexe deexploatare, de rezisten ţă la orice proces tehnologic necesar execut ă rii construcţieisudate. Condi ţiile de exploatare trebuie să fie satisf ăcute atât înainte cât ş i după prelucrare prin sudare, adică materialul nu trebuie să-ş i piardă rezistenţa, nu trebuie să fisureze sub ac ţiunea tensiunilor de natur ă tehnologică în orice stă ri ş i la oricetemperaturi.

Problemele care se ridică la proiectarea unei construc ţii sudate sunt destul decomplexe ş i este necesar în primul rând s ă se cunoasc ă prin ce stări poate trecematerialul în timpul execuţiei pentru a se putea alege mijloacele de încercare amaterialului, potrivit scopului. Complexul de probleme privind aprecierea faptului dacă un material este potrivit pentru construcţii sudate este întrunit în termenul sudabilitate.

Conform STAS-7194-68: sudabilitatea oţelurilor este o caracteristică complexă care determină , în condiţii de sudare date, aptitudinea lor tehnică pentru realizareaanumitor îmbină ri. În etapa actuală se apreciaz ă că sudabilitatea complexă trebuieprivită prin urmă toarele două aspecte: comportare la sudare ş i siguranţa la sudare.

Printr-o comportare bună la sudare se în ţelege posibilitatea ca în urma aplică riiunei anumite tehnologii să se ob ţină o îmbinare sudată lipsită de defecte - fisuri.Comportarea la sudare, la o tehnologie dat ă , depinde exclusiv de factorii de material.

Siguranţa la sudare, se refer ă la însuş irea îmbină rii sudate realizate într-oconstrucţie al cărei material a suferit influenţa unei anumite tehnologii de sudare ş i careeste supus ă în construcţia dată unor anumite solicitări – de a nu i se altera în măsur ă inacceptabilă calităţ ile tehnice ş i a nu tinde spre rupere fragilă la temperatura deexploatare.

Cele două aspecte au sfere de influen ţă întrepă trunse, o bună comportare lasudare fiind o condiţie prealabilă pentru realizarea siguran ţei la sudare.

Sudabilitatea nu poate fi privită ca o însu ş ire a materialului, ci ca o însuş ire

complexă determinată de particularităţ ile a trei factori principali interdependenţi:materialul, tehnologia de execuţie ş i construcţia. Comportarea metalurgic ă la sudare a o ţ elurilor

8/17/2019 PSSI, 1-119


24

Comportarea metalurgică la sudare a o ţelurilor pentru construcţii sudate seestimează pe baza proceselor metalurgice de la sudare ş i a însuş irilor de rezistenţă ş iplasticitate, având drept scop principal prevenirea fisurilorş i a ruperilor fragile.

Ca urmare a fenomenelor din zona influenţată termic unde se cumuleaz ă efectele tensiunilor remanente triaxiale, apariţia constituenţilor structurali fragili,precipitărilor submicroscopice ş i microscopice, difuziilor de gaze se pot forma ş i

dezvolta fisuri.Datorită influenţei factorilor fragilizanţi precum: scăderea temperaturii, creş tereavitezei de solicitare, sensibilitatea la încrestare, fragilizarea la detensionare, se pot înregistra ruperi fragile caracterizate prin lipsa deformaţiilor plasticeş i prin declanşareala solicită ri sub cele nominale.

Caracteristicile proceselor metalurgice sunt:- se desf ăş oar ă în volume limitate;- au un timp de manifestare scurt;- sunt accelerate de tensiunile triaxiale de natur ă termică ce au ca factori de

influenţă elementele chimice din oţel în ordinea: sulf, hidrogen, oxigenş i carbon.Comportarea metalurgică la sudare se estimeaz ă funcţie de oţel prin diferite

încercări generale ş i specifice. Ruperi fragile În cazul construcţiilor sudate, calculul de rezistenţă ş i de stabilitate - deş i absolut

necesar - nu garanteaz ă singur siguranţa acestora ş i se impune ca absolut necesar ă garantarea ş i împotriva unor eventuale ruperi casante.

Se constat ă că în cazul construcţiilor sudate se cere îndeplinirea a două condiţii:- dimensionarea s ă fie astfel f ăcută încât sub ac ţiunea celor mai nefavorabile

influenţe exterioare ca sarcini, variaţii de temperatur ă etc., rezisten ţa ş istabilitatea construcţiei - în ansamblu ş i pe elemente - s ă fie pe deplin garantate;

- oţelul folosit trebuie să fie astfel ales ş i pus în oper ă , încât sub influenţacondiţiilor de prelucrare ş i exploatare ş i a varierii eforturilor produse deinfluenţele exterioare ca ş i a temperaturilor scăzute, să nu prezinte o scăderepericuloasă a capacităţ ii de rezistenţă faţă de o eventuală rupere fragilă .

Deş i independente, ambele c ă i de control sunt la fel de importante.Garantarea unei construc ţii sudate contra ruperii fragile este posibilă pentru

oţeluri obişnuite de construcţie (de marca OL37….OL52)ş i ea se face având în vedere:- o alegere judicioasă a materialelor (oţel, electrozi);- o alcă tuire constructiv - tehnologică corectă ;- un proces tehnologic corespunză tor;- o execuţie corectă ş i un control riguros al acesteia. Analizând declanşarea ruperilor fragile, casante la diferite construcţii sudate s-a

constatat necesitatea îndeplinirii a trei condiţii:- să existe un concentrator de tensiuni - fisuri în sudur ă sau ZIT;- să existe în zona fisurii o solicitare de tracţiune;- materialul din jurul fisurii să fie fragil, casant.Măsurile ce se pot lua pentru evitarea ruperii fragile se refer ă la evitarea

concentratorilor atât înainte cât ş i după sudare precum ş i în exploatare.Cercetarea modului cum s-au produs ruperile fragile din istoria construcţiilor

sudate, a permis stabilirea factorilor mai importanţi care favorizează acest fenomen ş iace ş tia sunt:

- starea de tensiuni, atât datorită solicitărilor exterioare cât ş i datorită tehnologieide execu ţie, adică tensiunile remanente datorate sud ării ş i tensiunile reactive

datorate încastr ării elementelor sudate;- starea fragilă a oţelurilor datorată stă rii de tensiune bi ş i triaxială , cânddeformarea lor este împiedicată ;

8/17/2019 PSSI, 1-119


25

- starea fragilă a oţelurilor la temperaturi scăzute;- fragilizarea oţelurilor datorită îmbă trânirii;- tendinţa spre comportare fragilă a laminatelor cu grosime mare;- puritatea oţelurilor;- gradul de deformare plastică la rece a laminatelor în timpul execuţiei construcţiei

sudate;

- acţiunea dinamică a sarcinilor, viteza de aplicare a sarcinilor;- ruperea fragilă a unui element din construcţie ş i consecinţele asupra siguran ţei în ansamblu a structurii de rezistenţă .

3.1.2.Alegerea calit ăţ ii oţelului pentru construc ţii sudateLa stabilirea mă rcii ş i clasei de calitate a oţelului pentru o construcţie sudată se

au în vedere o mulţime de factori care influenţează rezistenţa ş i comportarea acesteia în exploatare, precum ş i o serie de factori economici.

În etapa de alegere a clasei de calitate a o ţelului pentru fiecare element deconstrucţie se au în vedere câteva principii ş i anume:

- în condiţiile unui proiect corect conceput ş i calculat, siguranţa construc ţieisudate este garantat ă de protec ţia ei ş i de măsurile luate împotriva ruperiifragile;

- problema ruperii fragile, este în primul rând o problemă de material, apoi dealcă tuire constructivă ş i în final de tehnologia de execuţie folosită la sudare,nicidecum o problemă de calcul;

- calculul ş i dimensionarea elementelor unei construcţii sudate se fac având învedere proiectarea constructiv - tehnologică , care ţine seama ş i de tehnologiade sudare;

- pentru construcţii sudate, în funcţie de importanţa lor, de condiţiile de solicitareş i exploatare, trebuie folosite oţeluri cu proprietăţ i plastice bune care s ă nu semodifice sub influenţa procesului de sudare.

Totodată principiul economicităţ ii impune ca în construcţii sudate să sefolosească oţeluri obişnuite, ieftine, uşor de procurat ş i sudabile în orice condiţii, iaroţelurile cu granulaţie fină , mai scumpe, mai greu de procurat ş i necesitând tehnologiispeciale de sudare, s ă fie folosite numai acolo unde acest lucru este absolut necesarpentru siguranţa construc ţiei.

Luarea în considerare simultan a tuturor factorilor de mai sus este o problemă destul de dificilă , astfel că s-a elaborat o sistematizare a opera ţiilor de alegere a claseide calitate a o ţelurilor.

Stabilirea clasei de calitate a o ţelurilor pentru construcţii metalice sudate se facecu ajutorul metodei coeficientului de periculozitate, pe baza STAS R 8542-70. Această

metodă permite stabilirea clasei de calitate a unui oţel, în funcţie de natura ş iseveritatea solicitărilor, grosimea produsuluiş i temperatura de exploatare a construc ţiei. În acest scop se calculeaz ă coeficientul de periculozitate în cazul solicită rilor detracţiune sau compresiune, cu rela ţia:

G = K*S*B în care:

- K - factor constructiv care ţine seama de alc ă tuirea contructivă a elementelorconstrucţiei (K = 1,0; 1,4; 2,0 );

- S - factor de importanţă a elementului de construcţie (S = 0,5; 0,7; 1,0 );- B - factor de solicitare ce are în vedere modul de ac ţiune a încă rcărilor (B = 1,0

- acţiune statică , B = 1,4 - acţiune dinamică).Valoarea coeficientului de periculozitate G, obţinută cu relaţia precedent ă serotunjeş te la cea mai apropiat ă valoare dintre cele conţinute în diagrama pentru

8/17/2019 PSSI, 1-119


26

determinarea clasei de calitate a o ţelurilor pentru construcţii sudate. În funcţie devaloarea lui G, de temperatura de exploatare, de grosimea elementului de construc ţie,de faptul dacă elementul a fost sau nu deformat la rece se determin ă din diagramă clasa de calitate a o ţelului, (cls 1 4).

Diagrama are neajunsul că nu specifică nimic în legă tur ă cu gradul dedezoxidare. În acest sens trebuie ţinut seama de urm ă toarele recomand ări:

- în cazul elementelor comprimate se vor utiliza:- oţeluri necalmate (n), dacă grosimea t ≤ 25mm;- oţeluri calmate (k), dacă t > 25mm;

- în cazul elementelor întinse, funcţie de clasa de calitate se vor utiliza:- pentru cls.2 - oţeluri semicalmate (s) sau calmate (k);- pentru cls.3 sau 4 - o ţeluri calmate (k).

Singurul criteriu de alegere a mă rcii unui oţel este criteriul tehnico-economic.Datorită preţului ridicat, folosirea mărcilor de oţeluri superioare se justifică numai înmăsura în care economia de metal acoper ă diferenţa de pre ţ.

Având în vedere economiile de pre ţ ca ş i preţul mai ridicat al diferitelor mă rci deo

ţeluri superioare, se indic

ă folosirea acestor o

ţeluri în anumite cazuri, precum:

- construcţia gata montată , prin economia de metal realizată , este în ansamblumai ieftină ;

- la construcţii greu solicitate, de deschideri mari cum sunt poduri, poduri rulantegrele, grinzi de rulare, etc., în vederea reducerii greutăţ ii proprii;

- la construcţii supuse solicitărilor grele, cum sunt rezervoarele, pentru care ar finecesare table de grosime mare, greu de asamblat;

- când datorită reducerii greutăţ ii proprii a unor construcţii, cheltuielile deexploatare se reduc, cum este cazul vehiculelor de cale ferat ă ş i rutier ă , navelor.

Deoarece nu toate elementele unei construc ţii sunt solicitate la fel de puterniceste ra ţional ca oţelurile de mărci superioare să fie folosite numai la execuţia acelor

elemente la care solicitarea este mai mare. Aceasta face posibil ca într-o singur ă construcţie să se poat ă folosi mai multe mărci de oţeluri ş i pentru fiecare marcă maimulte clase de calitate.

8/17/2019 PSSI, 1-119


27

La stabilirea mă rcii, a clasei de calitate ş i a gradului de dezoxidare a oţelului,este indicat să se ţină seama de urm ă toarele recomand ări suplimentare:

− Înlocuirea oţelului normal - OL37 - cu oţeluri slab aliate - OL44, OL52, OCS52,etc. - se va face numai dup ă o analiză atentă a eficienţei economice ş i tehnicea acestora, având în vedere c ă :- la flambajul barelor în domeniul elastic, valorile rezistenţelor critice ale celor

două categorii de oţeluri sunt identice;- la încă rcări repetate, cu cicluri alternante, rezistenţele de calcul la oboseal ă sunt apropiate;

- reducerea sensibilă a consumului de oţel, deci a greutăţ ii construcţiei sudateprin folosirea oţelurilor superioare, se realizează cel mai bine în cazulsolicitărilor statice mari sau a celor variabile cu ciclu de asimetrie oscilant, lacare influenţa încă rcărilor utile faţă de cele permanente este mic ă ;

- prelucrarea mecanică ş i sudarea o ţelurilor superioare este în general maidificilă ;

- costul oţelurilor superioare este mai ridicat.− În cazul construcţiilor sudate de mare importanţă este necesar s ă se ţină seama

ş i de condiţiile tehnologice în care se sudeaz ă oţelul, de sudabilitatea sa;− Pentru construc ţii sudate importante este necesar ca structura o ţelului să fie fină

ş i uniformă . În acest scop se vor prefera o ţelurile cu granulaţie fină pentruconstrucţii sudate - OCS-urile, calmate ş i calmate suplimentar care au fostsupuse unui tratament termic de normalizare sau îmbun ă tăţ ire.

3.2. Materiale de adaosPentru realizarea unor îmbină ri sudate de bun ă calitate, la un cost

convenabil, este necesar ă o alegere atent ă a materialelor de adaos, fie dup ă felulmaterialelor de sudat, fie după procedeul de sudare utilizat – sudare oxigaz, sudare cuarc electric.

Este posibil ca pentru sudarea aceluia ş metal de baz ă să fie utilizate materialede adaos diferite, în funcţie de procedeul de sudare aplicat.

Pe de alt ă parte folosind acelaş i material de adaos, se pot aplica diverseprocedee de sudare. Ca material de adaos pentru procedeele de sudare prin topire seconsider ă :

- sârmele de sudur ă ;- electrozii înveliţi;- fluxurileş i fondanţii.La alegerea materialelor de adaos trebuie s ă se ţină seama de:

- compoziţia chimică a metalului de sudat ş i a metalului depus prin sudare

utilizând materialul de adaos respectiv;- proprietăţ ile mecanice ş i tehnologice ale metalului de bază ş i ale suduriiefectuate cu metalul de adaos;

- structura metalografică a îmbinărilor sudate, realizate aplicând procedeul ş itehnologia de sudare aleas ă ;

- posibilităţ ile practice de executare a sudurilor;- condiţiile de lucru ale construcţiei sudate.

Electrozii înveli ţ i, destinaţi sudării normale cu arc, au o utilizare preponderentă înconstrucţiile sudate din oţeluri carbon ş i slab aliate, uşor sudabile (STAS 7240-69).

Aceş tia se execut ă cu diametrul 2…6 mm ş i lungimea de 300 …450 mm.După destinaţie, se deosebesc electrozi pentru:

- sudarea o ţelurilor carbon ş i slab aliate pentru construcţii metalice ş i construcţiide maş ini;- sudarea o ţelurilor slab aliate, rezistente la temperaturi ≤ 600 °C;

8/17/2019 PSSI, 1-119


28

- sudarea o ţelurilor bogat aliate, cu proprietăţ i speciale anticorozive;- încă rcarea de straturi dure ş i pentru obţinerea unor proprietăţ i speciale;- repararea prin sudare a pieselor din fontă ;- sudarea metalelor ş i aliajelor neferoase.

Electrozii din prima categorie, au cea mai mare r ăspândire. Aceş tia se fabrică dinsârmă de oţel carbon necalmat, elaborat în cuptor Martin. Datorită diversităţ ii tipurilorş i

mărcilor de electrozi din această categorie, s-au definit tipurile de electrozi înveliţi după componen ţii dominanţi ai învelişului:- electrozi cu înveliş oxidant, O;- electrozi cu înveliş acid, A;- electrozi cu înveliş titanic sau metilic, T sau R ;- electrozi cu înveliş celulozic sau metil-celulozic, C ;- electrozi cu înveliş bazic, B;- electrozi cu înveliş acid,titanic sau bazic foarte gros;- electrozi cu înveliş “penetrant”.Stabilirea tipului electrodului, a dimensiunilorş i a condiţiilor de execuţie a

îmbină rii sudate, se face ţinând seama de caracteristicile mecanice ş i dedeformabilitate, de tenacitatea ş i tendinţa de rupere fragilă pe care trebuie s ă lesatisfacă metalul depus prin sudare precum ş i în funcţie de caracterul ş i grosimea învelişului, poziţia de sudare.

Sârmele de o ţ el pentru sudare –STAS1126-76, sub formă de colaci sau vergele,se folosesc pentru sudarea cu flac ăr ă , electrică cu arc acoperit sub flux sau în baie dezgur ă , în mediu de gaz protector (hidrogen atomic, CO2) ş i mai rar pentru sudareaelectrică manuală cu arc. Hotă râtor la alegerea sârmei de adaos este criteriulmetalurgic, ţinând seama de modifică rile compoziţiei chimice care survin în funcţie deprocedeul de sudare aplicat.

Sârma se fabrică :- cu sec ţiune plină de diametru 1,6 …6,0 mm, având în general suprafa ţa acoperită

cu un stat sub ţire de cupru care îi mă reş te rezisten ţa la coroziune ş i îmbună tăţeş te caracteristicile mecanice ş i de deformare ale metalului depus;

- cu sec ţiune tubular ă cu diametrul de 1,6…4,5 mm, care are înglobată înstructur ă fluxul necesar la sudare.

În cazul sudării electrice automate ş i semiautomate cu sârm ă neînvelită ,protejarea arcului electric ş i a bă ii de metal topit de contactul cu atmosfera se face cuun material granular, denumit flux sau fondant, fabricat prin granularea unor amestecuride elemente asem ănă toare cu cele din învelişul electrozilor.

Fluxurile utilizate la sudarea electrică automată ş i semiautomată , se împart:- după modul de elaborare în:

- fluxuri topite, cele mai utilizate;- fluxuri ceramice,- după caracterul zgurii în:

- fluxuri acide;- fluxuri bazice.

Fluxurile ca ş i învelişurile electrozilor se numesc acide sau bazice, dup ă cum

valoarea raportului22 TiOSiO

MnO MgOCaO+

++ este mai mică sau mai mare decât unitatea.

Stabilirea fluxului pentru sudare se face în funcţie de tipul sudurii, deproprietăţ ile metalului de bază ş i de caracteristicile sârmei de sudare.

4. Îmbinări sudate4.1.Clasificarea îmbin ărilor sudate

8/17/2019 PSSI, 1-119


29

Criteriile pe baza că rora se face clasificarea îmbină rilor sudate sunt diferite,funcţie de punctul de vedere luat în considera ţie. Astfel:

- după procedeul de execu ţie se deosebesc: - îmbinări sudate prin topire;- îmbinări sudate prin presiune.

- din punct de vedere constructiv se deosebesc:

- îmbinări sudate prin cusă turi cap la cap, care pot fi: - cu margini drepte, rost în I; - cu margini teş ite, rost în V, Y, X, U;

- îmbinări sudate prin cusă turi în colţ, care pot fi: - suduri în T; - suduri prin suprapunere.

- după clasa de execu ţie:- clasa I de execu ţie cuprinde îmbină rile sudate supuse la solicitări importante,

care se supun la condi ţii speciale de recep ţie, obligatorii ş i unui controlintegral cu raze;

- clasa a-II-a cuprinde îmbină rile sudate supuse la solicitări medii, care serecep ţionează pe baza unor prescrip ţii obligatoriiş i a unui control par ţial curaze;

- clasa a-III-a de execuţie cuprinde îmbină rile sudate supuse la solicită rireduse, care nu sunt supuse unor condi ţii sau încercă ri speciale de recep ţie.

- după poziţia de sudare:- funcţie de unghiul axei cusă turii faţă de orizontală se întâlnesc:

- cusă turi orizontale;- cusă turi înclinate;- cusă turi verticale.

- funcţie de unghiul normalei la faţa cus ă turii cu verticala se întâlnesc:- cusă turi orizontale;- cusă turi în unghi;- cusă turi în cornişă ;- cusă turi pe plafon.

- după rolul îmbinării în ansamblul sudat se deosebesc:- îmbinări sudate de legă tur ă , care nu preiau înc ărcă ri prea mari, ci asigur ă

doar lucrul împreună al elementelor asamblate;- îmbinări de rezistenţă , care preiau încărcă ri ca ş i elementele pe care le

îmbină ;- îmbinări de rezistenţă ş i etanşare, care pe lâng ă transmiterea încă rcărilor

între elementele îmbinării, trebuie să asigure ş i etanşarea lor.

4.2.Principii de calcul al îmbin ărilor sudate Îmbinările sudate, ca parte integrant ă a construc ţiilor sudate, preiau o parte din

sarcinile la care acestea sunt supuse în exploatare, ceea ce impune dimensionarea princalcul a fiecă rui cordon de sudur ă . Siguranţa construc ţiei depinde în mare măsur ă depremizele care stau la baza calculului, premize care trebuie s ă corespund ă condiţiilorreale de exploatare.

La execuţie ş i în exploatare intervenind un mare număr de factori, fiecareinfluenţând diferit, este dificil să se ţină seama de fiecare în parte, astfel c ă devinenecesar s ă se facă anumite simplificări, eliminând acei factori a căror influenţă este maimică . Principalele ipoteze simplificatoare care se adoptă la calculul îmbinărilor sudate

sunt: − tensiunile au o distribuţie uniformă pe sec ţiunea ş i lungimea cusă turii ;− forma ş i mărimea cusă turii este identică cu cea din proiect.

8/17/2019 PSSI, 1-119


30

Dacă neuniformitatea repartiză rii tensiunilor este prea accentuată se iau măsuride limitare a lungimiiş i grosimii cusă turii sudate. Deasemenea la evaluarea rezisten ţei îmbină rilor sudate se vor avea în vedere zonele unde apar concentr ări de tensiuni, maiales pentru construc ţiile supuse la solicitări dinamice sau variabile care lucrează latemperaturi scăzute.

Având în vedere ipotezele amintite ş i condiţiile puse de metoda proiectării

constructiv tehnologice a construcţiilor sudate, este necesar s ă se ţină seama de o seriede principii de bază , precum cele de mai jos:− calculul îmbinărilor sudate se face la ac ţiunea acelora ş i for ţe ş i momente, ca ş i

elementul sau metalul de baz ă care se îmbină în sec ţiunea respectivă ,reprezentând leg ă turi de egală rezistenţă ;

− calculul ş i proiectarea îmbină rilor sudate trebuie astfel efectuate încât fiecarepor ţiune a cus ă turii sudate să aibă o rezistenţă echivalentă cu por ţiunea învecinată a metalului de bază îmbinat;

− calculul îmbinărilor sudate este necesar s ă se facă ţinând seama de forma lorreală ş i luând în considerare influenţa procesului de sudare, nu princonsiderarea formei din proiect;

− la calculul îmbinărilor sudate este necesar s ă se ţină seama de caracteristicilereale, de modifică rile produse de procesul de sudare ş i de legă tura lor cudiferitele păr ţi ale construcţiei , sau de rezisten ţa nominală a metalului suduriiş ia celui de bază ;

− la determinarea tensiunilor din îmbinările sudate este necesar s ă se ţină seamaatât de sarcinile exterioare cât ş i de tensiunile remanente datorate procesului desudare, precum ş i de contracţiile sau deformaţiile remanente sub influenţaprocesului de sudare.

Grosimea şi lungimea cusăturilor sudateDimensiunile reale ale cusă turilor sudate difer ă de cele din proiect datorită

particularităţ ilor procesului de execuţie a acestora. Astfel, având în vedere craterele de început ş i de sfâr ş it sudarea care diminueaz ă rezistenţa îmbinării, lungimea de calcul acusă turii este mai mică , aşa cum se prezintă în figura urmă toare:.

Admiţând dimensiunile craterelor de acelaş i ordin de mă rime cu grosimeacusă turii, lungimea de calcul va fi:

l c = l s - 2a

unde :− l c – este lungimea de calcul ;− l s – lungimea sudurii ;− a – grosimea cus ă turii.

Se pot lua măsuri pentru eliminarea craterelor, spre exemplu prin folosireaplăcilor tehnologiceş i astfel l c = l s aşa cum se vede în pozi ţia b din figur ă .

8/17/2019 PSSI, 1-119


31

Pentru ca o cus ă tur ă sudată să fie luată în considerare în calculul de rezistenţă ,ea trebuie s ă aibă o lungime mai mare de 6a sau 40 mm.

Spre deosebire de lungimea de calcul care se determin ă la fel pentru îmbină risudate cap la cap sau în col ţ, grosimea de calcul a cus ă turii sudate este diferită ,aceasta adoptându-se dup ă cum urmează :

− a = s – pentru îmbinări cap la cap ;

− a = 0,7s - pentru îmbinări de colţ sudate manual ;− a = 0,84t - pentru îmbinarea de la muchia cornierelor, profilelor Uş i a altorelemente asem ănă toare, unde t = grosimea aripii profilului ;

− a = s – pentru îmbinări de colţ sudate automat,unde s reprezintă grosimea tablei celei mai subţiri, aşa cum se vede în figuraurmă toare:

Dacă îmbinarea se ob ţine folosind procedee moderne de sudare, cum estesudarea automat ă ş i semiautomată sub flux, sau în atmosfer ă de CO2, când datorită curenţilor de intensitate mare cu care se lucreaz ă se asigur ă o pă trundere “b” pestepunctul de r ădăcină teoretic, grosimea de calcul a cus ă turii poate fi considerată egală cu grosimea piesei sau chiar mai mare, ca în figura urmă toare:

Grosimea minimă admisă în calcule pentru cusă turile de rezistenţă la îmbină rile în colţ este de 3 mm.

Totodată , grosimea de calcul depinde ş i de grosimea pieselor ce se sudeaz ă ,recomandându-se:

− a ≥ 3mm, pentru piese cu grosimea sub 10 mm;− a ≥ 4mm, pentru piese cu grosimea sub 20 mm;− a ≥ 6mm, pentru piese cu grosimea peste 20 mm.

Pentru piese ac ţionate direct de for ţe mobile sau dinamice grosimea de calcultrebuie să fie de cel puţin 5- 6 mm.

Funcţie de condiţiile de lucru ale îmbinării, lungimea unei cusă turi de colţ trebuie

să aibă o anumită mă rime. De exemplu o bar ă poate fi sudată pe un guseu cucordoane laterale de sudur ă a că ror lungime este limitată la l 1,2 ≤ 60a, din cauzaconcentr ării importante de tensiuni.

8/17/2019 PSSI, 1-119


32

Sunt situaţii când o cusă tur ă continuă este înlocuită cu una întreruptă , dar curezistenţa echivalentă . Soluţia este dezavantajoas ă atât din punct de vedere economiccât ş i al calităţ ii ansamblelor sudate, totuş i se prefer ă atunci când sudura continuă arnecesita o grosime prea mic ă ( a <3mm) sub cea admis ă (a ≥ 3,0 mm).

Fie o îmbinare de colţ cu cusă turi discontinue, a cărei grosime a cusă turii este ad pe lungimea l .

Pentru o rezisten ţă echivalentă în cazul cusă turilor continui ar fi fost necesar ă ogrosime ac pe lungimea p, astfel ca sec ţiunile periculoase să fie egale:

pala cd ⋅=⋅

Grosimea cusă turii discontinui va trebui să aibă mărimea:

cd al p

a ⋅=

Volumele de metal depuse în cele dou ă situaţii vor fi:

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⋅=

=⋅=

paV la p

laV

cc

cd d

2

222

Comparându-le se ob ţine:

l p

V V cd ⋅= unde: 1>l p

deci consumul de metal este mai mare în cazul cus ă turilor discontinui. La îmbinărilerealizate cu cusă turi de sudur ă întrerupte se recomand ă ca lungimea cordonului să fie

8/17/2019 PSSI, 1-119


33

de 120 -150 mm, acest lucru dând posibilitatea ca la executarea acestuia s ă se utilizeze în întregime un electrod. Se mai recomandă deasemenea satisfacerea rela ţiilor:

l > 40 mm sau l ≥ 6a

(p-l)≤ 15s sau (p-l)≤4l

Fie o îmbinare prin suprapunere cu cus ă turi laterale care se poate realiza îndouă variante:

− cu cusă turi lungiş i subţiri;− cu cusă turi scurte ş i groase.

O astfel de îmbinare este capabil ă de for ţa:

asass al AF τ τ 2=⋅=

relaţie din care se vede c ă rezistenţa îmbină rii sudate este propor ţională cu grosimeacusă turii la puterea întâi.

Exprimând volumul cusă turii:

laV 22=

se vede c ă acesta este propor ţional cu grosimea cusă turii la puterea a doua. Se poatespune c ă volumul sudurii creş te mult mai repede decât capacitatea de rezisten ţă aacesteia, ceea ce conduce la concluzia c ă îmbinările cu cusă turi scurte ş i groase nusunt soluţii economice. Deasemenea cus ă turile de colţ întrerupte sau scurte ş i groasenecesită la execuţie energii liniare mai mari, favorizând astfel apariţia tensiunilor ş ideformaţiilor remanente mari, nedorite în cusă turile sudate.

Rezistenţ e admisibile pentru suduri Având în vedere posibilitatea apariţiei în cusă tura sudată a unor defecte de

execuţie, rezistenţa, respectiv tensiunea admis ă în sudur ă se ia în general mai mică decât în metalul de baz ă . Mărirea exigenţei la execuţie, aplicarea unui control al calităţ iiş i perfecţionarea proceselor de sudare permit apropierea între cele dou ă valori însensul c ă tensiunea din sudur ă tinde spre cea din metalul de baz ă .

Rezistenţele admise în sudur ă difer ă de la ţar ă la ţar ă . În ţar ă noastr ă rezistenţele de calcul pentru cordoane de sudur ă sunt stabilite prin STAS 10108/1978.

Cunoscând rezisten ţele de calcul pentru metalul de bază , pot fi determinaterezistenţele de calcul pentru sudur ă prin aplicarea unor coeficienţi de corecţie pe bazarelaţiei:

8/17/2019 PSSI, 1-119


34

R s= α R

în care:− α c =1; pentru cusă turi cap la cap, supuse la compresiune sau la întindere,

încovoiere dacă acestea s-au executat automat, semiautomat sau manual ş iexecuţia a fost urmată de un control roentgen 100% ;

− α i =0,8 ; pentru cusă turi cap la cap supuse la întindere - încovoiere executatesemiautomat sau manual ş i controlate cu mijloace obişnuite ;− α f =0,6 ; pentru cusă turi cap la cap supuse la forfecare ;− α fc = 0,7 pentru cusă turi de colţ supuse la forfecare ;− R s – rezistenţa de calcul pentru cordoane de sudur ă ;− R – rezistenţa de calcul pentru metalul de bază .Pentru cordoanele de sudur ă cap la cap care nu au r ădăcina resudat ă , valorile

rezistenţelor de calcul se corecteaz ă suplimentar prin multiplicare cu0,7 obţinându-se:− α c =1*0,7=0,7− α i =0,8 * 0,7=0,56

− α f =0,6 * 0,7=0,42 În unele ţări la stabilirea rezistenţei admise în sudur ă se au în vedere atât felulsolicită rii ş i îmbinării cât ş i condiţiile la execuţie, respectiv dacă execu ţia are loc peşantier sau în atelier, în cazul execu ţiei pe şantier rezistenţa admisă reducându-se cu10%.

Rezistenţ e echivalente pentru îmbinări sudateLa calculul unei îmbinări sudate se au în vedere:− forma îmbinării (cap la cap, de colţ) ;− felul solicită rii (statică , dinamică , variabilă );− felul tensiunii (tracţiune, compresiune, încovoiere, forfecare) În situaţia în care tensiunea este simultan de mai multe feluri se pune problema

determinării unei tensiuni echivalente sau de compara ţie cu tensiunea admis ă în cazulsolicită rii simple. Această tensiune echivalentă se determină cu ajutorul uneia dinipotezele (teoriile) de rupere în funcţie de caracteristicile mecanice ale materialului(plastic, tenace, fragil).

− I - după ipoteza tensiunii normale principale maxime - starea limită se atingecând efortul unitar maxim din corp egalează valoarea efortului unitar al stă rii limită de lasolicitarea de întindere simplă - se ob ţine:

[ ( ) ]22 421

τ σ σ σ σ σ +−±+= y x y xech

sau:

[ ] Rech ≤+±= 22 421

τ σ σ σ

Ipoteza este aplicabilă materialelor casante.− II - după ipoteza deformaţ iilor specifice maxime - starea limită se atinge când

alungirea specifică maximă din corp egalează valoarea alungirii specificecorespunză toare stării limită de la solicitarea de întindere simplă - se ob ţine:

22

421

21

τ σ μ

σ σ ++

±−

=ech

sau :

8/17/2019 PSSI, 1-119


35

Rech ≤+±= 22 465,035,0 τ σ σ σ

unde μ =0,3 coeficientul lui Poisson.Ipoteza este aplicabilă materialelor casante.− III - dup

ă ipoteza tensiunii tangen

ţ iale maxime - starea limit

ă se atinge când

efortul unitar tangenţial maxim egalează valoarea efortului unitar tangenţialcorespunză tor stării limită de la încărcarea la întindere simplă - se obţine:

( ) 24τ σ σ σ +−±= y xech

sau: Rech ≤+±= 22 4τ σ σ

Ipoteza se aplică materialelor tenace.− IV - după ipoteza lucrului mecanic maxim pentru modificarea formei - starea

limită se atinge când energia de deforma ţie specifică egaleaz ă energia specifică corespunză toare stării limită de la încercarea la întindere simplă - se ob ţine:

Rech ≤+= 22 3τ σ σ

Ipoteza este aplicabilă materialelor tenace.La calculul îmbinărilor sudate se folosesc cu rezultate satisf ăcă toare ipoteza

deformaţiei maxime specifice ş i ipoteza lucrului mecanic de modificare a formei. Îngeneral, în cazul solicită rilor compuse, tensiunea de compara ţie se poate determinadupă scheme de calcul; precum:.

8/17/2019 PSSI, 1-119


36

4.3. Calculul îmbin ărilor sudate solicitate static4.3.1. Calculul îmbin ărilor sudate cap la cap (cu suduri în adâncime) Îmbinări sudate cap la cap solicitate normal pe axa cus ăturiiFie o îmbinare sudată cap la cap solicitată la tracţiune de for ţa N , perpendicular

pe axa cordonului, aşa cum se vede în figura urmă toare:

În secţiunea de calcul a sudurii, I – I, apar tensiuni normale de mă rimea:

( )si

ss

Raal

N A N ≤

−==

2σ

Relaţia este valabilă pentru îmbinări realizate prin cusă turi în V ş i cusă turibilaterale. În cazul îmbină rii a două table de grosimi diferite, grosimea de calcul se valua egală cu grosimea tablei celei mai subţiri. În cazul execută rii corecte ş i aplică rii unuicontrol 100% cu radiaţii, rezistenţa de calcul a sudurii se determină cu relaţia:

R R si =

unde R este rezisten ţa de calcul pentru materialul de bază .Dacă se aplică un control cu mijloace obişnuite atunci:

R R si 8,0=

Îmbinarea nu îndeplineş te condiţia de egală rezistenţă , în primul caz pentru că

lungimea de calcul este mai mică decât lungimea (lăţ imea pieselor) reală a cus ă turii dincauza craterelor de început ş i sfâr ş it sudur ă , iar în al doilea caz apare în plus faptul că se face compara ţia cu o tensiune mai mică decât în metalul de baz ă .

Prin eliminarea craterelor folosind plăcuţe tehnologice, se m ăreş te rezisten ţa îmbină rii sudate la valoarea:

si

s

Ral

N ≤=σ

Dacă rostul este în V sau U ş i cusă tur ă nu a fost resudat ă la r ădăcina, rezistenţaadmisibilă se va reduce cu 30%-40%.

Îmbinări sudate cap la cap solicitate de-a lungul cusăturii Fie o îmbinarea sudat ă cap la cap solicitată de-a lungul cusă turii de că tre for ţa T ,

aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


37

Tensiunile ce apar în sec ţiunea de calcul, se determină cu relaţia:

s f

s

R AT ≤=τ

unde:− As=(l s-2a) sau As=l sa după cum s-au luat sau nu m ăsuri de eliminare a craterele

de început ş i sfâr ş it sudur ă ;− R Ris 6,0=

Determinarea tensiunilor cu relaţia de mai sus presupune o distribu ţie uniformă aacestora pe lungimea cus ă turii; în realitate însă , aceast ă distribuţie este parabolică ş iare un maxim la mijlocul lungimii cordonului:

med τ τ 5,1max = .

Verificarea cu relaţia dată este conven ţională ş i satisface condiţia de siguranţă asudurii.

Sunt situaţii în care este necesar s ă se ţină seama de distribu ţia reală aeforturilor tangenţiale pe sec ţiunea sudurii ş i în astfel de cazuri tensiunile tangenţiale secalculează cu relaţia lui Juravski, care are forma:

xs

x

aI TS =τ

unde pentru cazul din figura urmă toare:

-S x = momentul static al secţiunii care lunecă (haşurată) , faţă de axa x-x ;- I xs = momentul de iner ţie al sec ţiunii întregi, faţă de axa x-x . Îmbinări sudate cap la cap solicitate combinat la trac ţ iune şi forfecare

Fie o îmbinare sudată cap la cap a dou ă table la care s-au luat m ăsuri deeliminare a craterelor de început ş i de sfâr ş it sudur ă , solicitată de o for ţă F situată înplanul tablelorş i al că rei suport intersecteaz ă axa cordonului sub un unghi oarecare ,,aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


38

În secţiunea de calcul vor acţiona atât for ţe de trac ţiune N cât ş i for ţe deforfecare T :

⎩⎨⎧

==

ϕ

ϕ

sincos

F T

F N

astfel că vor apărea atât tensiuni normale cât ş i tangenţiale:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

===

===

baF

ab

F laT

baF

ab

F la N

ϕ ϕ

ϕ

ϕ τ

ϕ

ϕ σ

ϕ

cossin

cos

sin

cos

cos

cos 2

Tensiunea echivalent ă , în baza ipotezei IV, devine:

sech R

baF ≤+=+= ϕ ϕ τ σ σ 2222 sin3cos

cos3

Deoarece solicitarea este combinat ă , tensiunile sunt afectate de coeficienţi decorecţie diferiţi, astfel că se poate scrie:

R f i

ech ≤⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜

⎝

⎛ +⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜

⎝

⎛ =22

3α τ

α σ

α σ

adică :

Rab

F

f i

≤⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜

⎝

⎛ +⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜

⎝ ⎛

22sin

3coscos

α ϕ

α ϕ ϕ

Prin modificarea unghiului de înclinare a cusă turii, se modifică lungimeacordonului de sudur ă . Astfel pentru o anumită înclinare rezistenţa cordonului de sudur ă

poate fi egală cu cea a metalului de baz ă , realizând o structura de egal ă rezistenţă ş i încazul când nu se face un control 100% cu radia ţii. Considerând relaţiile:

2

2

2

2 sin3

coscos

f ibaF

Rα ϕ

α ϕ ϕ +=

ş i:

Rba RbsF ==

se ob ţine:

1sin3coscos 2

2

2

22 =

⎟⎟

⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ +

f i α ϕ

α ϕ

ϕ

8/17/2019 PSSI, 1-119


39

sau:

01cos3

cos31 2

24

22 =−+

⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜

⎝

⎛ − ϕ

α ϕ

α α f f i

Rezolvând în raport cu cos ş i acceptând solu ţiile: 1cos <ϕ , se ob ţine pentru8,0=iα ş i 6,0= f α unghiul de înclinare a cordonului de sudur ă ''50'2768°=ϕ , care

asigur ă o îmbinare de egală rezistenţa. Dacă acest unghi este mai mare, croireatablelor devine neeconomică .

Pentru îmbinări solicitate la compresiune, sudura este de egal ă rezistenţa,deoarece în acest caz :

R R s =

Îmbinări sudate cap la cap solicitate la încovoiere În cazul solicită rii la încovoiere pot apărea două situaţii distincte funcţie de

direcţia momentului încovoietor.a) Momentul încovoietor pe direcţia axei cordonului solicită la compresiune,respectiv întindere, cele două feţe ale cordonului. În cazul cusă turilor în V sau în U, lacare r ădăcina cusă turii a fost resudată , este indiferent dacă este solicitată la întinderefaţa sau r ădăcina cusă turii. Dacă r ădăcina cusă turii nu a fost resudată , sau nu există certitudinea că sudura în aceasta regiune este de bun ă calitate, se recomand ă ca piesasă fie astfel montată încât să fie solicitată la întindere faţa cus ă turii.

Pe baza figurii prezentate, se poate scrie:

R RW

M i

si

s

y α σ =≤=

unde:

− 6

2

max

la z

I W y

s ==

− 8,0=iα sau 0,1=iα funcţie de natura controlului.

Momentul pe care îl poate transmite o îmbinare sudată în condiţiile de mai suseste:

Rla

RW M isiscap α

6

2

==

Întrucât momentul capabil depinde în special de grosimea cusă turii “a” care esterelativ mică , rezultă că o astfel de îmbinare nu poate transmite un moment paralel cucordonul, prea mare. O soluţie pentru mă rirea capacităţ ii portante ar fi mărirea grosimii

8/17/2019 PSSI, 1-119


40

tablelor ( a = s), însă la grosimi mari (s≥20-25 mm) apar deficienţe de ordin tehnologicla realizarea îmbinării.

b) Momentul încovoietor perpendicular pe planul tablelor are acelaş i efectindiferent de sensul de ac ţiune:

R RW

M i

si

s

z α σ =≤=

unde:

− 6

2

maxal

y I W z

s ==

− 8,0=iα sau 0,1=iα funcţie de natura controlului.Momentul capabil al unei astfel de îmbină ri este:

Ral

RW M isiscap α

6

2

==

După cum se vede, capacitatea portant ă este net superioar ă faţă de cazulprecedent ( l >> a ).

Deoarece în fibrele extreme apar tensiuni normale destul de mari este necesarsă se ia măsuri tehnologice eficiente pentru realizarea de îmbină ri f ă r ă defecte, f ăr ă cratere de început ş i de sfâr ş it de sudare care s ă constituie concetratori de tensiune.

Îmbinări sudate cap la cap solicitate la trac ţ iune, forfecare, încovoiereFie o îmbinare sudată solicitată la tracţiune de for ţa N , la forfecare de for ţa T ş i la

încovoiere de momentul normal pe planul tablelorM z .

În secţiunea de calcul vor apărea atât tensiuni normale cât ş i tensiunitangen ţiale, având mărimile:

8/17/2019 PSSI, 1-119


41

⎪

⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

==

==

==

alT

AT

al

M W M

la N

A N

sT

z

s

z M

s N

τ

σ

σ

2

6

al că ror efect se cumuleaz ă , expresia tensiunii echivalente fiind:

( ) s M N ech R≤++= 22 3τ σ σ σ

Având în vedere coeficienţii de reducere a tensiunilor normale α i = 0,8 ş itangen ţiale α f = 0,6 , relaţia precedent ă devine:

R M N ech ≤⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +=

22

6,03

8,0τ σ σ

σ

4.3.2. Calculul îmbinărilor sudate în col ţ Tensiuni în sec ţ iunea de calcul a cus ăturii

În cazul cusă turilor în colţ, sec ţiunea periculoasă a cus ă turii – secţiunea de calcul- nu coincide cu planul de acţiune al for ţelor ce lucrează asupra îmbină rii aşa cum seprezintă în figura urmă toare:

astfel că în calcule se consider ă componentele acestor for ţe după direcţiile paralele ş iperpendiculare pe sec ţiunea periculoasă în care vor apă rea tensiuni orientate, a şa cumse prezintă în figura urmă toare:

având semnificaţiile:‐ tensiuni normale - ⊥σ , de întindere sau compresiune, care lucreaz ă perpendicular pe sec ţiunea ABCD;‐ tensiuni tangenţiale -

⊥τ , perpendiculare pe axa cordonului;

8/17/2019 PSSI, 1-119


42

‐ tensiuni tangenţiale - "τ , paralele cu axa cordonului;‐ tensiuni normale - "σ , paralele cu axa cordonului, care apar în cazul solicită rii la

încovoiere a unei îmbină ri sudate în I, în cusă turile ce leagă tă lpile de inimagrinzii.

Dacă în sec ţiunea periculoasă acţionează o tensiune oarecare p, aceasta se vadescompune dup ă direcţiile principale, aşa cum se poate vedea în figura urm ă toare:

În recomandă rile I.S.O, ca ş i în documentele I.I.S. se lucrează cu componenteletensiunii raportate la una din feţele cusă turii, aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

unde:− n – este tensiunea normal ă , de întindere sau de compresiune, dup ă direcţianormală pe planul unei feţe a cus ă turii, raportate însă la sec ţiunea ABCD,rabă tută pe aceasta fa ţă ;

− t 1- tensiunea tangen ţială , perpendicular ă pe direcţia cusă turii, cuprinsă în planulunei feţe a cus ă turiiş i raportată la sec ţiunea ABCD, rabă tută pe aceast ă faţă ;

− t 2 - tensiunea tangen ţială , paralelă cu direcţia cusă turii, cuprinsă în planul uneifeţe a cus ă turiiş i raportată la sec ţiunea ABCD, rabă tută pe aceasta fa ţă .

Din figur ă se vede c ă :

⎪⎪

⎩

⎪⎪⎨

⎧

−=°−°=

+=°+°=

⊥

⊥

245cos45cos

245cos45cos

11

11

t nt n

t nt n

τ

σ

sau:

⎪

⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

−=°−°=

+=°+°=

⊥⊥

⊥⊥

⊥⊥

⊥⊥

245cos45cos

245cos45cos

1

τ σ τ σ

τ σ τ σ

t

n

8/17/2019 PSSI, 1-119


43

Uneori, pot fi întâlnite notaţiile: ⊥=σ σ 1 ,

⊥=τ τ 1 , "2 τ τ =

Tensiunea echivalent ă într-o grind ă I sudat ă, supus ă la încovoiere Întro grindă sudată de tip I, solicitată ca în figura urmă toare:

vor apă rea atât tensiuni normale "σ datorită momentului încovoietor, cât ş i tensiunitangen ţiale "τ datorită for ţei tă ietoare care face ca t ă lpile să tindă să lunece în raportcu inima.

Ambele tensiuni vor fi preluate ş i de cusă turile de sudur ă , în sec ţiuneapericuloasă acestea având m ărimile:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎪

⎨

⎧

=Σ

==

===

xx xx

xx

cus

xx

aI TS

a I TS

I

c M

z I

M

2"

maxmax"

τ τ

σ σ

unde:I xx – momentul de iner ţie al întregii secţiuni transversale a grinzii;S – momentul static al secţiunii tă lpii (care lunecă ) faţă de axa neutr ă sau

momentul static al secţiunii legate prin cusă turi de sudur ă de inima grinzii.Tensiunea echivalent ă poate fi determinată după ipoteza I de rezisten ţă (după

normele germane) sau dup ă ipoteza a III-a de rezistenţă (după normele ruseş ti,româneş ti, cehoslovace ş i poloneze) când:

Rech α τ σ σ ≤+= 2"

2" 3

În ceea ce priveş te valorile coeficientului α , normele ruseş ti, româneş ti ş ipoloneze prevăd α =1, iar cele cehoslovace α =1,1.

Tensiunea echivalent ă într-o îmbinare în col ţ solicitat ă la încovoiere, forfecare,torsiune

Fie o grindă tubular ă încastrată într-un perete, solicitată de for ţa F ş i demomentul de r ăsucire M t .

8/17/2019 PSSI, 1-119


44

În secţiunea periculoasă din încastrare vor acţiona momentul de torsiune ş itorsorul for ţei F, compus din momentul încovoietor –M ix ş i for ţa tă ietoare – F , unde:

M ix = FL Efectul acestora se manifest ă prin tensiunile ρ1, ρ2 , ρ3, raportate la sec ţiunea

cusă turii rabă tută pe una din feţele acesteia, a c ăror mărime este:

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

==

==

==

ps

ty

s

xs

ix

W

M t

AF

t

W M

n

23

12

1

ρ

ρ

ρ

sau:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

=

−=

+=

⊥⊥

⊥⊥

"3

2

1

2

2

τ ρ

τ σ ρ

τ σ ρ

Tensiunea echivalent ă , conform normelor germane, se va calcula cu relaţia:

Rech α ρ ρ ρ σ ≤++= 23

22

21

care s-a ob ţinut prin compunerea pur geometrică a eforturilorş i unde α =0,75 .

Dacă ρ2 =0 ( încovoiere ş i r ăsucire), formula devine:

Rech α ρ ρ σ ≤+= 23

21

Normele germane precizeaz ă că în cazul cusă turilor de gât (care leagă tă lpile lainima grinzii I) în absenţa tensiunii normale

⊥σ nu este necesar s ă se verifice decât :

⎩⎨⎧

≤≤+

R

R

α τ

α τ σ

5,0"

""

Pentru toate celelalte cazuri de îmbină ri în colţ, tensiunea echivalentă serecomandă a se determina cu rela ţia:

2""

22

τ λ τ λ σ β σ ++= ⊥⊥⊥ech

care este o generalizare a formulei recomandat ă de I.S.O. ş i utilizată de I.I.S.

8/17/2019 PSSI, 1-119


45

Coeficienţii β ş i λ sunt determinaţi pe cale experimentală , ei depinzând decompoziţia metalului de bază ş i a metalului de adaos, de procedeul de sudare folosit.

În urma lucr ă rilor efectuate prin cooperare internaţională I.I.S a stabilit că în cazulacţiunii unei combinaţii oarecare ",, τ τ σ ⊥⊥

, să se demonstreze satisfacerea rela ţiilor:

( )⎪⎩⎪⎨

⎧

≤ ≤++=⊥

⊥⊥s

s

se

R R

σ τ τ λ σ β σ

2

"

22

unde β are valori funcţie de limita de curgere a oţelului, după cum urmează : β =0,7 pentru σ c ≤ 240 N / mm2; β =0,8 pentru 240 < σ c ≤ 280 N / mm2; β =0,85 pentru 280 < σ c ≤ 340 N / mm2; β =1,0 pentru 340 < σ c ≤ 400 N / mm2;

Prin coeficientul β se ţine seama de raportul dintre rezisten ţele la rupere alemetalului depus ş i ale metalului de bază .Coeficientulλ diferenţiază comportarea sudurii sub aspectul modului de solicitare

a îmbină riiş i are valori cuprinse între1,8 ş i 3,0 .Formulele mai recente admit ca valoare acoperitoare λ =3.0 , deci:

( ) R R sse 7,03 22

"2 =<++= ⊥⊥ τ τ σ β σ

Calculul îmbinărilor sudate prin suprapunere solicitate la trac ţ iune Îmbinările sudate prin suprapunere sunt mult mai utilizate în practică datorită

avantajelor ce le prezintă faţă de îmbină rile realizate cap la cap:− nu necesit ă prelucrarea marginilor;− nu necesit ă schimbarea pozi ţiei de lucru, sudarea executându-se pe aceea ş i

parte;− nu necesit ă eclise, în cele mai dese cazuri;− sunt uşor de executat.

Îmbinările sudate prin suprapunere pot fi solicitate la tracţiune, compresiune,forfecare ş i încovoiere. În cazul solicitărilor axiale, în relaţiile de calcul se consider ă că eforturile unitare sunt uniform distribuite pe secţiunea cus ă turii.

Îmbinări prin cusături laterale Fie o îmbinare realizată prin suprapunere simplă cu suduri laterale, solicitată cu

for ţe orientate paralel cu axa cus ă turilor, aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


46

Pentru astfel de îmbinări, de regulă , se neglijează solicitarea la încovoiereprodusă de ac ţiunea excentrică a sarcinii ş i se ia în considerare numai solicitarea deforfecare. Tensiunea tangen ţială medie va avea m ărimea:

Ral

F

A

F asss

7,02"

=≤=== τ τ τ

Tensiunea echivalent ă va avea în acest caz expresia:

Ral

F se 7,0

23

3" ≤== β βτ σ

Pentru ca sudura s ă nu fie suprasolicitată trebuie ca:

R Ral

F

β β τ

404,0

3

7,02" =≤=

sau:

Rsl RalF cap β β 566,0808,0 ==

unde s este grosimea tablelor ce se îmbin ă .Dacă se urmă reş te obţinerea unei îmbinări de egală rezistenţă atunci :

sbF

slF

se 7,04,13

≤= β

σ

adică este necesar ă suprapunerea pe o lungime:

bb

l nec β β

767,198,0

3 =≥

Pentru ca valoarea coeficientului de concentrare a tensiunilor s ă nu ajungă lavalori periculoase, STAS 763-66 prevede l max =60 a. Cu cât lungimea cusă turii este mai

mică în raport cu grosimea acesteia, distribu ţia eforturilor unitare pe lungimea cusă turiieste mai uniformă . Deasemenea STAS 763-66 prevede ca lungimea cus ă turilor lateralesă nu fie mai mică de 15 a.

Îmbinări prin cusături frontaleFie o îmbinare realizată prin suprapunere simplă cu suduri fontale, solicitată cu

for ţe orientate, în planul elementelor îmbinate, perpendicular pe axa cus ă turilor, aşacum se prezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


47

Sudurile frontale, normale pe direcţia sarcinii F , sunt solicitate la întindere(compresiune) ş i la forfecare, în relaţiile de calcul tensiunile din acestea fiindconsiderate uniform distribuite pe secţiune. Valoarea acestor tensiuni în sec ţiunea decalcul a cusă turii este :

22 ab

F n === ⊥⊥ τ σ

Tensiunea echivalent ă se va calcula cu rela ţia :

sse R

ab

F ≤==+= ⊥⊥⊥

2223 22 β βσ τ σ β σ

Pentru ca sudura s ă nu fie suprasolicitată trebuie ca:

R R R

alF

ns

β β β

495,0

2

7,0

2==≤=

sau:sbRabRF cap β β

346,0495,0 ==

unde s este grosimea minimă a tablelor ce se sudeaz ă .Dacă direcţia cusă turii nu este normală faţă de direcţia sarcinii, atunci în

sec ţiunea de calcul vor apă rea ş i tensiuni de tip "τ , datorită componentei axiale T aacesteia cum se prezint ă în figura urmă toare :

⎪⎪⎩

⎪⎪

⎨

⎧

==

=== ⊥⊥

alF t

al

F n

ϕ τ

ϕ τ σ

sin

2

cos

2

2"

8/17/2019 PSSI, 1-119


48

Tensiunea echivalent ă va fi :

( ) ( ) sse R≤+=++= ⊥⊥⊥

2"

22"

22 323 τ σ β τ τ σ β σ

sau :

sse R

alF

alF ≤+=+= ϕ β ϕ ϕ β σ 222 sin2sin3cos2

Pentru ca sudur ă să nu fie suprasolicitată , trebuie ca între for ţa care ac ţionează ş i aria secţiunii de calcul să existe raportul :

R R

alF s

⋅+

=+

≤ϕ β ϕ β 22 sin2

7,0

sin2


ϕ cosb

l =

se poate scrie:

( ) ( )ϕ ϕ β ϕ ϕ β 22 sin2cos

49,0

sin2cos

7,07,0

+=

+= bsR Rbs

F cap

Observând aceast ă ultimă relaţie se poate spune c ă îmbinările cu cusă turilaterale ş i frontale sunt cazuri particulare ale îmbină rii cu cusă tur ă înclinată ş i anumepentru ϕ = π / 2 respectiv ϕ = 0 .

Îmbinări prin cusături combinateO serie de standarde na ţionale, ca ş i ISO sau IIS, au admis ipoteza că

încă rcarea exterioar ă a îmbinării poate fi considerată ca uniform distribuită pe sec ţiuneatotală a cus ă turilor de sudur ă laterale ş i frontale. Conform acestei ipoteze, tensiuneadin sudur ă este dat ă de relaţia :

ss R

alF ≤

Σ=σ

Solicitarea cusă turilor se evaluează , f ăr ă a ţine seama de vârfurile de solicitareexistente în cus ă turile laterale, cu ajutorul tensiunii medii considerate constantă pe toată sec ţiunea de calcul a cus ă turilor lateraleş i frontale.

Pentru cazul unei îmbinări cu două cordoane laterale ş i unul frontal prezentat înfigura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


49

admiţând că sudura trebuie s ă aibă aceea ş i rezistenţă cu platbanda, se poate scrie:

R s(Als+Aes )=Rbs

sau:

R s(2al+ab)=Rbs

unde:‐ Als, Afs – sunt sec ţiunile de calcul ale cordoanelor laterale ş i frontale;‐ a=0,7s - calibrul sudurii.

După înlocuiri se obţine relaţia:

Rbssbsl R =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜

⎝

⎛ +

22

222

α

din care se determină lungimea minimă l a cus ă turii laterale:

⎟ ⎠ ⎞⎜

⎝ ⎛ −=

221 α

α bl

Ca atare în ipoteza considerat ă se ob ţine o subdimensionare a îmbină rii, care nuţine seama îns ă de vârfurile de solicitare.

I.I.S. recomandă ca la baza calculului să stea o rela ţie de forma:

R l s Als+R f s Afs=Rbs

în care s ă se foloseasc ă rezistenţe admisibile diferite pentru cordoanele laterale ş ifrontale. Deasemenea se mai poate face calculul cu formula simplificată :

0,8 Σ alR=Rbs

sau :

0,8 Σ al=0,8(0,7s)Σ l=bs

adică :

0,56 Σ l=b

Totodată , în urma cercetă rilor experimentale s-a ajuns la considerarea unei încă rcări diferite a cordoanelor laterale ş i frontale, funcţie de raportul lungimilor

8/17/2019 PSSI, 1-119


50

acestora. Se disting, din acest punct de vedere, îmbin ă ri prin cusă turi combinate lacare:

− l > 1,5 b ,când deformaţia cusă turii frontale fiind foarte redusă în comparaţie cudeformaţia cusă turilor laterale, se admite că întreaga sarcin ă este preluat ă numai de cusă turile laterale ş i tensiunea tangen ţială în lungul acestor cusă turise consider ă uniform repartizată , contrar rezultatelor obtinute atât pe cale

experimentală cât ş i analitică ;− l < 0,5 b , când pe baz ă încercă rilor efectuate de Institutul Central de Sudur ă (ZIS) din Halle se propune urmă toarea rela ţie între sarcina “F ” la care rezistă îmbinarea ş i sarcinile “F 1”- preluată de cus ă turile laterale - ş i “F 2 ”- preluată decusă tura frontală :

− F 1 = 1/3F ; F 2 = 2/3F

− 0,5 < l/b <1,5 , când pe baza experien ţelor f ăcute în Olanda se propune ca întresarcinile F, F 1, F 2 să existe relaţia:

− F 1 = 2/3F; F 2 = 1/3F

Aceste rela ţii, stabilite în urma experienţelor, nu au ţinut seama de deforma ţiileelastice ale cus ă turilor de sudur ă ş i ale elementelor sudate.

Îmbinări prin cusături combinate cap la cap şi în col ţ Dimensionarea îmbină rilor compuse din suduri cap la cap ş i în colţ care preiau în

comun eforturile, se face foarte diferit.Experienţa a ar ă tat că for ţa portantă a unei astfel de îmbină ri este sensibil mai

mică decât valoarea ce s-ar ob ţine prin adunarea for ţelor portante ale fiecărei îmbină ri.Normele germane prevăd ca dimensionarea acestor îmbin ări să se facă plecând

de la urmă toare formula aproximativă :σ = F / As

unde:

As = As1 + 1/3 As2

în care :‐ As1 - este sec ţiunea sudurilor cap la cap;‐ As2 - sec ţiunea sudurilor în colţ.

Ca exemplu de îmbinare combinată , anume îmbinarea unui profil I cu un guseuprin sudare cap la cap a inimii profiluluiş i în colţ a tă lpilor acestuia la guseu se prezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


51

În cazul acestei îmbinări, ariile secţiunilor periculoase folosite în calculul dedimensionare vor fi:

As1=h1t , As2 =8(l-2a)a

4.3.3. Calculul îmbinărilor sudate prin suprapunere solicitate la încovoiere Îmbinare prin cusături frontale

Fie îmbinarea între o platbandă ş i un guseu, realizată cu suduri frontale,solicitată de for ţa F la încovoiere în planul tablelor,aşa cum se prezintă în figuraurmă toare:

În centrul de greutate al sudurilor, componentele torsorului for ţei de încovoieresunt for ţa F ş i momentul M=F L. Se poate considera c ă momentul încovoietor esteanulat de cuplul de for ţe F c :

M= FL= F c (l+a)adică :

F c =FL / (l+a)

În cele două cordoane de sudur ă frontale, vor apărea tensiuni tangen ţiale :

abF

t 2

121 == ⊥τ , datorită for ţei F ;

)(2"22 alab

FLabF

t c

+===τ , datorită momentuluiM .

8/17/2019 PSSI, 1-119


52

Cusă tur ă cea mai solicitată - în care tensiunile tangen ţiale se cumuleaz ă , vasuporta:

⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

++=

++=+=

al L

abF

alabFL

abF

21

)(2"

1"" τ τ τ

Astfel, tensiunea echivalentă va fi: R

al L

abF

se 7,0321

3" ≤⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

++== β βτ σ

Considerând că acţionează numai momentul încovoietor atunci:

Ralab

FLse 7,03

)(≤

+= β σ

ş i pentru a nu suprasolicita sudura, valoarea acestui moment trebuie s ă satisfacă relaţia:

Ralab RalabFL )(404,0

)(3

7,0 +=+≤ β β

sau:

sblRFL cap β 28,0

)( =

unde s-a considerat:l + a l

Îmbinare prin cusături laterale Dacă aceiaş i îmbinare se obţine prin suduri laterale, aşa cum se prezint ă în

figura urmă toare:

torsorul for ţei F în centrul de greutate al sudurii are componentele for ţă F ş i momentM=FL.

Ca ş i în cazul precedent se poate spune ca momentul încovoietor este preluat defor ţele F c care lucreaz ă de-a lungul celor două cordoane laterale. Conform figurii sepoate scrie:

8/17/2019 PSSI, 1-119


53

ab

F FL M c

+==

adică :

abFL

F c +=

Tensiunile din cordoane vor fi :

alF

t 21 = - datorită for ţei F , respectiv:

)(2 abalFL

alF

t c

+== - datorită momentuluiM .

Având în vedere rela ţiile de legă tura între tensiunile din secţiunea de calcul σ, τ ş i cele din secţiunea rabă tută t1, n se poate scrie, în lipsa lui n:

al

F t

2221 ==−= ⊥⊥ τ σ

În aceast ă situaţie, tensiunea echivalentă va fi :

( )s

es Rlaba

FL

al

F

al

F ≤⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜⎝ ⎛

++⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ =+= ⊥⊥

2222"

22

2222(3 β τ τ σ β σ

sau:

Rab

LalF

es 7,0321

2

≤⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

++= β

σ

În cazul în care îmbinarea este solicitată numai de momentul încovoietor, atunci :

Rabal

FL7,03

)(es ≤+

= β σ

iar pentru ca aceasta s ă nu fie suprasolicitată este necesar ca momentul încovoietor s ă satisfacă relaţia :

)(404,0

)(3

7,0ab Rallab RaFL +=+≤

β β

sau :

RsblFL cap β 28,0

)( =

unde s-a considerat b+a ≅ b.Deasemenea poate fi determinat ă lungimea de suprapunere necesar ă :

8/17/2019 PSSI, 1-119


54

RsbFL

l nec 28,0 β =

Îmbinarea prin cusături combinateO îmbinare prin suprapunere solicitată la încovoiere se calculeaz ă în mod diferit

funcţie de raportul între lungimile cusă turilor lateraleş i frontale.a) Fie o îmbinare realizată prin două cusă turi laterale ş i una frontală , de lungimi

apropiate, l≅ b , aşa cum se prezint ă în figura urmă toare:

IIS recomandă ca în acest caz:‐ să se considere torsorul for ţei F în centrul de greutate al cordonului frontal, cu

componentele : T = F , respectiv M I = FL;‐ să se atribuie în întregime efortul de forfecare cordonului frontal, în care apar

tensiunile tangenţiale :

baF

f ="τ

‐ să se atribuie momentul încovoietor numai cordoanelor laterale, în care apareforturile orientate pe direcţie axială :

b M

F I c =

care duc la tensiunile tangen ţiale:

ablFL

abl M

alF I c

l===

"τ

Se constat ă că :

l

L f l "" τ τ =

relaţie care permite calculul tensiunilor echivalente în cordoanele frontale cu expresia:

R R f esf 7,03" =≤= α βτ σ

Pentru ca aceste cordoane s ă nu fie suprasolicitate este necesar ca for ţa ce lerevine să respecte condi ţia:

Rab Rab

F f

β β

404,0

3

7,0)( =≤

Tensiunile echivalente în cordoanele laterale vor fi:

8/17/2019 PSSI, 1-119


55

R Rlesl 7,03" =≤= α βτ σ .

ş i pentru ca acestea s ă nu fie suprasolicitate este necesar ca for ţa ce le revine s ă respecte condi ţia:

Ll

Rab L

RablF l β β

404,03

7,0)( =≤

Se poate constata faptul c ă :

Ll

F F f l )()( =

După cum se vede, tensiunea tangen ţială fiind mai mare în cordoanele laterale,for ţa de care este capabil ă îmbinarea trebuie determinată în raport cu aceste cordoane.

Dacă îmbinarea conţine ş i un al doilea cordon frontal atunci IIS recomandă să seconsidere torsorul for ţei F faţă de centrul de greutate al suprapunerii elementelor îmbinate, cu componentele: T=F ş i M II = F( L – l / 2 ),aşa cum se prezint ă în figuraurmă toare:

Atribuind efectul de forfecare integral cordoanelor frontale, vor apă rea înacestea tensiunile tangen ţiale:

abF

f 2" =τ

Deasemenea atribuind momentul încovoietor integral cordoanelor laterale, vorapărea în acestea tangen ţiale:

abll LF

abl

l LF

abl M

alF c

l 2)2(2"

"

−=⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ −

===τ

Între cele două tensiuni există relaţia:

⎟

⎠

⎞⎜

⎝

⎛ −=−= 122

"""

l

L

l

l L f f l τ τ τ

Deoarece f l "" τ τ > , tensiunea echivalentă va fi determinată cu relaţia:

8/17/2019 PSSI, 1-119


8/17/2019 PSSI, 1-119


57

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

+=

+=

1221

12

1221

21

lbalbalb Ma

M

lbalba

lb Ma M

l f

ll

l f

f f

Dacă sudura se execut ă pe întreaga lungime de suprapunere cu aceea ş igrosime, se ob ţin :

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

==

==

==

2

21

21

M M M

ll

bb

aaa

f l

f l

în care condiţii, cuplurile din cordoane se vor datora for ţelor :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

===

===

222

222

22

22

lFh

l M

l

M F

bFh

b M

b M

F

f f

ll

Funcţie de aceste m ărimi, tensiunile tangenţiale din cordoane vor fi :

⎪⎪

⎩

⎪⎪⎨

⎧

==

==

labFh

ab

F lab

Fh

al

F

f f

ll

22

'"

22"

2

2

τ

τ

Analog cu momentul încovoietor, for ţa tă ietoare se distribuie pe cordoane,respectând propor ţionalitatea :

)(2)(222 111111 balaT

bala

T T

ba

T

la

T

f l f l

f l

f

f

l

l

+=

++

==

Rezolvând sistemul, se g ăse ş te :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

+=

+=

11

1

11

1

bala

bTaT

balalTa

T

f l

f f

f l

ll

sau pentru cazul în care sudura acoper ă toate laturile dreptunghiului în intregime, cu

grosimea constant ă :

8/17/2019 PSSI, 1-119


58

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

+=

+=

+=

+=

22

2

22

2

22

2

22

2

blFb

blTb

T

blFl

blTl

T

f

l

Tensiunile tangenţiale vor fi în acest caz :‐ pentru cordoanele frontale :

)(22 222

"" bla

F ab

T f f +

==τ

‐ pentru cordoanele laterale :

)(22 2221 bla

F alT

t ll +

==

adică :

)(22 22 bla

F ll +

=−= ⊥⊥ τ σ

Tensiunile echivalente vor fi:‐ în cordoanele frontale:

s f f f f esf Rbllbh

aF

≤⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜⎝ ⎛

++=+=+=2222

""'"2""'"1

23

3)()(3 β

τ τ β τ τ β σ

‐ în cordoanele laterale:

sllesl R

blh

blaF ≤⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜

⎝ ⎛ +

+=+=++= ⊥⊥⊥

2

222

22

2"

22"

22

43

)(21

3)2()(3 β

τ σ β τ τ σ β σ

Pentru Rs = 0,7R pot fi deduse for ţele capabile pentru fiecare tip de cordon,lateral sau frontal, constatându-se ca pentru cordonul lateral aceast ă este mai mare. Caatare pentru a nu suprasolicita îmbinarea trebuie ca determinarea for ţei de care aceastaeste capabil ă să se facă pe baza expresiei referitoare la cordoanele laterale.

2

222

22 43

)(21

17,0

⎟⎟

⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ +

+

=

blh

bl

RaF cap β

Dacă îmbinarea se dimensioneaz ă pentru a rezista la un anumit moment încovoietor, atunci :

hF M capcap =

8/17/2019 PSSI, 1-119


59

În lipsa for ţei tă ietoare, tensiunile în cordoane vor fi :

2222""" 22 lab

M lab

Fh f l ==== τ τ τ

iar tensiunea echivalentă se va ob ţine cu relaţia:

R R M lab

ses 7,0

23

322

" =≤== β τ β σ

Momentul încovoietor de care este capabilă îmbinarea poate fi calculat cuajutorul relaţiei:

3

4,1 22

β

lab M cap =

Dacă lungimile cusă turilor laterale difer ă mult de lungimile cusă turilor frontale,atunci în calcul se neglijează cusaturile mai scurte.

b) cazul l >> b.Neglijând cordoanele frontale se obţin :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

==−=

===

⊥⊥

al

F t ablFh

abl M

al

F l

2221

"

τ σ

τ

astfel că se poate determina rezisten ţa echivalentă cu relaţia :

ses R

bh

alF ≤⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +=++= ⊥⊥

22"

22 321

)(3 β τ τ σ β σ

O astfel de îmbinare va fi capabilă de for ţa :

2

321

7,0

⎟ ⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ +

=

bh

alRF cap

β

c) cazul l << b.Prin neglijarea cordoanelor laterale se ob ţin :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

===

=

ablFh

abl M

ab

F abF

f M

T

"

2"

τ

τ

astfel că rezistenţa echivalentă va fi :

8/17/2019 PSSI, 1-119


60

s M T es R

lh

abF ≤⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +=+=

213

)( "" β

τ τ β σ

Îmbinarea va fi capabilă de for ţa:

⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +

=⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +

=lh

abR

lh

abRF cap

21

404,0

21

3

7,0

β β

4.3.4. Calculul îmbin ărilor sudate în T Îmbinare în T solicitat ă la trac ţ iune Fie o îmbinare în T realizată cu două suduri de colţ având lungimea l ş i

grosimea a, aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

Având în vedere faptul că for ţa ce ac ţionează îmbinarea nu lucrează în planul secţiuniipericuloase, calculul se poate face fie prin considerarea componentelor for ţei, normalepe ş i conţinute în planul secţiunii periculoase, fie prin considerarea for ţei ca atare ce arlucra în secţiunea periculoasă rabă tută pe una din feţele cusă turii.

În primul caz se vede că :

2245cos

2F F

T N =°==

ş i ca urmare în sec ţiunea periculoasă , tensiunile normale, respectiv tangenţiale vor fi :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

==

==

al

F alT

al

F al N

T

N

22

22

τ

σ

iar rezistenţa echivalentă va avea m ărimea :

Ral

F ech 7,0

23 22 ≤=+= β τ σ β σ

În al doilea caz se poate scrie :

alF

n 2=

8/17/2019 PSSI, 1-119


61

de unde :

al

F n

222=== ⊥⊥ τ σ

ş i deci:

Ral

F ech 7,0

2≤= β

σ

În aceste condiţii îmbinarea este capabilă de for ţa :

β alR

F cap ⋅= 99,0

Îmbinări în T solicitate la încovoiereşi forfecare O îmbinare în T poate fi solicitată de for ţe a c ăror poziţie în raport cu feţele inimii

determină în sec ţiunea periculoasă eforturi de încovoiere ş i forfecare corespunză toare. În funcţie de direcţia pe care ac ţionează momentul încovoietor apar două situaţiidistincte ş i anume :

a) Momentul încovoietor provine dintr-o for ţă care lucreaz ă în planul inimii, situaţieprezentată în figura urmă toare:

În centrul de greutate al sudurii, torsorul for ţei F are componentele :

⎩⎨⎧

⋅==

LF M

F F

ix

z

astfel că în sec ţiunea periculoasă a cordoanelor de sudur ă , rabă tută în planul tă lpii, vorapărea tensiuni de tip „t 2 ” , respectiv „n”, de mărimile :

8/17/2019 PSSI, 1-119


62

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

=⋅

==

===

22

"2

3

62

2

ahFL

ahFL

W

M n

ahF

AF

t

sx

ix

s

z τ

Cu aceste valori ş i ţinând seama de leg ă tura lor cu tensiunile din secţiuneapericuloasă a sudurii, se determină tensiunea echivalent ă :

Rh L

ahF

ech 7,041

63

)(32

2"

22 ≤+⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

⋅=++= ⊥⊥

β τ τ σ β σ

For ţa pe care o poate prelua îmbinarea având dimensiunile din figur ă aremărimea :

25,06

404,02

+⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

⋅=

h L

ahRF cap

β

Dacă îmbinarea ar fi solicitată numai de un moment încovoietor, atunci mă rimeaacestuia va fi:

( ) β β

Rah RahFL cap

22

165,023

7,0⋅=

⋅

⋅=

b) Momentul încovoietor provine dintr-o for ţă ce lucrează perpendicular pe planulinimii, aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

Componentele torsorului for ţei F în centrul de greutate al sudurii sunt :

⎩⎨⎧

⋅==

LF M

F F

iz

x

ş i acestea fac s ă apar ă în sec ţiunea periculoasă a cordoanelor de sudur ă , rabă tută înplanul tă lpii, tensiuni de tip „n” ş i „t 1” de mă rimi:

8/17/2019 PSSI, 1-119


63

( )( )

⎪⎪

⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

==

⎟⎟

⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ +

+=−+

⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +

===

ahF

AF t

assa

ha

saFL

hsash

saFL

x I

M

W

M n

s

x

sz

iz

sz

iz

2

23

4

2

12122

2

1

2333

max;

Cu aceste valori ş i prin neglijarea termenului cua3 se determină tensiunile dinsec ţiunea periculoasă a sudurii cu releţiile :

⎪

⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ −=−

⊥=

⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +=+=⊥

5,022

5,022

1

1

s

L

ah

F t n

s L

ah

F t n

τ

σ

astfel că tensiunea echivalent ă se determină cu relaţia :

22 3 ⊥⊥ += τ σ β σ ech

sau:

Rs

Ls

Lah

F ech 7,025,0

22

2

≤+−⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ = β

σ

Admiţând că îmbinarea este solicitată numai de momentul încovoietor atunciaceasta va putea suporta :

( ) β

ahsRFL cap

⋅≤ 495,0

Comparativ cu cazul precedent se poate vedea c ă îmbinarea se comportă diferit în funcţie de direcţia momentului încovoietor, o comportare mai bună având atunci cândacesta lucreaz ă perpendicular pe planul piesei îmbinate.

4.3.5. Asamblarea unui profil I pe un pereteFie o îmbinare realizată dintro bar ă cu profilI sudată perpendicular pe un pereteprin două cordoane la tă lpi ş i două cordoane la inimă , aşa cum se prezintă în figuraurmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


64

În urma solicită

rii cu for ţa F , paralel

ă cu inima

şi situat

ă pe cap

ătul barei, în

centrul de greutate al sudurii se manifestă torsorul acesteia prin componentele sale, demărime:

⎩⎨⎧

⋅==

LF M

F F

ix

z

Admiţând că for ţa este preluat ă în întregime de cordoanele ce leag ă inimaprofilului de perete, iar momentul incovoietor de întreaga secţiune, în cordoaneleverticale vor apărea tensiuni tangen ţiale t2, iar în cordoanele orizontale tensiuninormale, de forma:

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

=

==

sx

ix

s

z

W

M n

laF

AF

t 222

"2 2τ

unde :

( ) ⎥⎦⎤

⎢⎣

⎡

+++⋅+==2

111

311

322

1max 266

2

1ah

alalla

ah z

I W

ixsx

astfel că :

( )( )2111

311

322

1

3

23

ahlaalla

ahFLn

++++=

şI ca urmare :

( )( )[ ]2

111311

322

1

3223

ahlaalla

ahFL

+++⋅

+== ⊥⊥ τ σ

8/17/2019 PSSI, 1-119


65

Întrucât tensiunile maxime apar în cordoanele orizontale înseamnă că :

( )( )

Rahlaalla

ahFLech 7,0

3223

2 2111

311

322

1 ≤+++

+⋅⋅== ⊥

β βσ σ

Neglijând termenii cu(a1 )3 ş i considerând a1= a2 = a se ob ţine:

Rhal

ahal

FLech 7,0

32

23

1

32

≤+

+

⋅= β σ

Se mai poate ar ă ta că o astfel de îmbinare este capabil ă să preia un mommentde valoare:

( ) Rhalah

alFL cap ⋅⎟

⎟

⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ +

+⋅= 1

32 32

165,0 β

4.3.6. Noduri sudate la construc ţii din profile laminate Nod format dintrun profil Lşi un guseu

Fie un nod format dintre o bar ă de tip L sudată la un guseu, a şa cum se prezint ă în din figura urmă toare :

Fig.. Nod dintr-un profil Lş i un guseu

În secţiunea periculoasă vor acţiona componentele torsorului for ţei F, cu valorile:

⎩⎨⎧

⋅==

eF M

F F

z

x

Admiţând că cele două cordoane au calibre egale se poate considera c ă

lungimea totală se distribuie pe acestea astfel ca momentele statice ale sec ţiunilorsudurilor să fie egale, adică :

8/17/2019 PSSI, 1-119


66

al 1e =al 2 (b-e) , unde a=a1=a2

În mod analog se consider ă că for ţa F este preluat ă par ţial de fiecare cordon,fiecare componentă dând acela ş i moment încovoietor faţă de axa x - x din planulguseului, astfel că se pot scrie rela ţiile:

( )⎩⎨⎧ −⋅=⋅

=+ebF eF

F F F 21

21

Din rezolvarea sistemului format, în care necunoscutele sunt eforturile din celedouă cordoane, F 1 şi F 2 , se ob ţin pentru acestea urm ă toarele valori:

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅=

⋅−=

F

b

eF

F b

ebF

2

1

astfel că tensiunile tangenţiale din cele două cordoane vor fi:

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅⋅⋅

=⋅

==

⋅⋅⋅

−=⋅

==

F bla

ela

F t

F bla

ebla

F t

ll

ll

22

2222

11

1121

τ

τ

Se constat ă egalitatea între cele două tensiuni:

τ 1 = τ 2

Datorită momentului încovoietor apar în fiecare cordon eforturi unitare normale acă ror valoare maximă este diferită după cum urmează :

( )

( )⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

+⋅⋅⋅=

⋅

⋅==

+⋅⋅⋅=

⋅

⋅==

32

31

22

3434

32

31

11

1212

62

62

llaF el

I M l

W M

n

llaF el

I M l

W M

n

z

z

z

z

z

z

z

z

Se vede c ă n12 > n34 ş i dacă se admite n = nmax =n12 se ob ţine:

( )32

31

1232 lla

F eln+⋅⋅=== ⊥⊥ τ σ

astfel că :

( ) ( ) Rblll

l

a

Fellechs ⋅≤+⎟

⎟

⎠ ⎞

⎜

⎜

⎝ ⎛

+=+⋅+⋅= ⊥⊥ 7,0

1

3723 22

2

32

31

1222

β τ τ σ β σ

8/17/2019 PSSI, 1-119


67

unde β este un coeficient cu valori care ţin seama de limita de curgere a o ţelului, după cum urmează :

- β = 0,7 pentru σ c ≤ 240 N/mm2;- β = 0,8 pentru 240 < σ c ≤ 280 N/mm2;- β = 0,85 pentru 280 < σ c ≤ 340 N/mm2;- β = 1,0 pentru 340 < σ c ≤ 400 N/mm2.

Prin acest coeficient se are în vedere raportul dintre rezisten ţa la rupere amaterialului depus ş i cea a materialului de bază .

Având în vedere legă tura dintre l 1 ş i l 2 :.

12 leb

el

−=

se poate determina din expresia tensiunii echivalente, lungimea necesar ă unui cordonş i apoi a celuilalt, pentru ca îmbinarea să reziste la o for ţă dată , care în general seconsider ă a fi for ţa de care este capabil ă bara cu profil L.

Nod format din dou ă profile L ş i un guseu

Fie îmbinarea dintre o bar ă cu sec ţiunea compusă din două profile Lş i un guseu,solicitată de for ţa F situată pe direcţia axei barei, aşa cum se prezint ă în figuraurmă toare:

Fig.. Nod din două profile Lş i un guseu

În cele patru cordoane de sudur ă vor apă rea numai tensiuni tangen ţiale de tip t 2 .Considerând acelea ş i ipoteze ca în cazul unui singur profil L,anume:

( )

( )⎪⎩

⎪⎨⎧

−=⋅+=

−⋅⋅=⋅⋅

ebF eF

F F F eblaela

21

21

2211

se pot determina tensiunile din fiecare cordon ş i acestea sunt:

( )

⎪

⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅⋅⋅

⋅=⋅⋅

==

⋅⋅⋅

⋅−=⋅⋅

==

bla

F e

la

F t

blaF eb

laF

t

ll

ll

2222

2222

1111

1121

22

22

τ

τ

Corelând cele două grupuri de relaţii se constată că tensiunile din cele patru

8/17/2019 PSSI, 1-119


68

cordoane de sudur ă sunt egale:

21 llllll τ τ τ ==

Neexistând alte tensiuni, se ob ţine:

Rlab

eF llechs ⋅≤⋅

⋅⋅

⋅⋅=⋅⋅= 7,0

23

322

β τ β σ

Dacă cele două profile L, având fiecare secţiunea Ab sunt capabile de for ţa:

R AF bcap ⋅⋅=2

atunci cele două cordoane vor avea lungimile:

( )⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅⋅

⋅−⋅⋅=

⋅⋅⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅=

11

222

7,03

7,03

7,023

ab Aeb

l

ab Ae

RbaeF l

bnec

bcapnec

β

β β

Fiecare din aceste lungimi trebuie să respecte condi ţia:

( ) min21 15, lall =⋅≥

Nod format dintr-o platband ă îmbinat ă cu inima unui profil T Fie îmbinarea realizată printr-o sudur ă cap la cap dintre o platbandă ş i inima unuiprofil T , la care solicitarea se realizează pe direcţia axei platbandei înclinată faţă de axaprofilului T cu unghiulϕ , aşa cum se prezintă în figuraurmă toare:

Fig.. Nod dintr-o platbandă sudată la inima unui profil T

Proiecţiile for ţei F raportate la sec ţiunea periculoasă au valorile:

⎩⎨⎧

⋅=⋅=

ϕ

ϕ

cossin

F T

F N

ş i vor produce în cordonul de sudur ă tensiuni normale ş i tangenţiale.

Cunoaş terea tensiunilor normale ş i tangenţiale din secţiunea periculoasă :

8/17/2019 PSSI, 1-119


69

( ) ( )

( ) ( )⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅−⋅

⋅=⋅−⋅

=

⋅−⋅

⋅=⋅−⋅

=

alaF

alaT

alaF

ala N

ss

ss

2cos

2

2sin

2

ϕ τ

ϕ σ

permite determinarea tensiunii echivalente, care conform ipotezei a IV-a de rezistenţă poate fi scrisă sub forma:

Rrez ≤⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ ⋅+⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜

⎝ ⎛ =

2

2

1

3α τ

α σ

σ

relaţie care înglobeaz ă coeficienţii de reducere a tensiunilor normale α 1 = 0,8 ş itangen ţiale α 2 = 0,6 .

Dacă lungimea cordonului de sudur ă este insuficientă pentru transmitereaefortului se poate folosi o îmbinare cu cap m

ărit, în care caz for

ţa nu mai ac

ţioneaz

ă în

centrul de greutate al sec ţiunii periculoase, astfel că apare un moment încovoietor datde componenta normală de mă rime M = N*e.

În aceste condiţii apar tensiunile:

( )

( )

( )⎪⎪

⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

−⋅=

⋅−⋅⋅==

⋅−⋅=

alaT

ala

e N W M

ala N

sT

ss M

s N

τ

σ

σ

226

2

iar tensiunea echivalentă va fi:

RT M N rey ≤⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜

⎝ ⎛ ⋅+⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜

⎝ ⎛ +=

2

2

2

1

3α τ

α σ σ

σ

După înlocuiri se poate determina lungimea cordonului de sudur ă , astfel încât îmbinarea să aibă aceiaş i rezistenţă cu platbanda.

Îmbinarea barelor în noduri prin intermediul guseelor Fie cazul în care barele, având sec ţiunea obţinută din două componente se

prind în noduri prin intermediul unui guseu la talpa unei grinzi cu secţiune I aşa cum seprezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


70

Fig.. Îmbinarea guseului la bara talpă

După cum se vede, for ţele din barele incidente care ac ţionează asupra guseuluidau o rezultantă care poate fi descompus ă după direcţii convenabile:

Întrucât rezultanta acţionează în punctul 1 al planului tă lpii, diferit de punctul0 care coincide cu centrul de greutate al sudurii, vor apărea în cele dou ă cordoane desudur ă care leag ă guseul de talpă , tensiunile:

( )

( )

( )⎪⎪

⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅−⋅⋅==

⋅−⋅

⋅⋅==

⋅−⋅⋅==

alaT

AT

t

ala

e N W M

n

ala N

A N

n

ss

ss

ss

22

23

22

2

2"

'

În lipsa eforturilor de tipt 1 înseamn ă că în sec ţiunea periculoasă vor lucratensiunile:

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=

+== ⊥⊥

2

"'

2t

nn

llτ

τ σ

astfel că tensiunea echivalent ă va fi:

( ) Rallechs ⋅=⋅≤+⋅⋅= ⊥ 7,032 22 σ α τ σ β σ

În cazul în care talpa grinzii se realizează din două profile U sau L între care seintercalează guseele, calculul se face în mod analog, deosebirea constând în num ă rulcordoanelor pe care se distribuie eforturile.

8/17/2019 PSSI, 1-119


71

Fig. . Guseu introdus între componente

Pentru cazurile prezentate în figur ă , elementele de calcul introduse în relaţiiletensiunilor sunt:

( )( )

⎪

⎩

⎪⎨

⎧

⋅−⋅⋅=

⋅−⋅⋅=

3

22

242ala

W

ala A

ss

ss

4.3.7. Îmbinarea prin sudare a ţevilor Construcţiile realizate dinţevi ofer ă o serie de avantaje fa ţă de cele realizate din

profile laminate, precum:- sec ţiuni cu moment staticş i de iner ţie mare;- greutate sensibil mai redusă la aceea ş i rigiditate. Apare însă dezavantajul unor dificultăţ i de ordin tehnologic în sensul obţinerii

unor îmbinări corecte prin sudare, astfel că se pot aplica diverse solu ţii de realizare a îmbină rii.

Îmbinarea ţ evilor prin sudur ă cap la cap a) Sudarea cap la cap, f ăr ă elemente de înt ărire este cea mai simpl ă , darsuficient de rezistentă . În procesul de execu ţie apar o serie de dificultăţ i, datorită

faptului că ţevile ce urmează să fie îmbinate se deosebesc atât ca diametru cât ş i cagrosime a peretelui, iar marginile nu pot fi tă iate cu precizie suficientă .

Ca urmare a inexactităţ ii execuţiei semifabricatelor se obţine o calitate inferioar ă a sudurii, astfel că s-au stabilit procedee care s ă asigure ob ţinerea unor îmbinări sudatecu rezistenţă satisf ăcă toare.

b) Sudarea cap la cap cu garnitur ă inelar ă poate fi executată în condiţii de şantiersau de atelier cu rezultate satisf ăcă toare chiar în cazul abaterilor relative mari în privinţagrosimii pereţilorş i ovalităţ ii.

8/17/2019 PSSI, 1-119


72

În ambele cazuri tensiunea din sudur ă se calculeaz ă cu relaţia:

aasms

x R Rt D

F AF

8,0=≤==π

σ

unde Dm este diametrul mediu al ţevii.c) Sudarea întrun plan ce face un unghi oarecare cu axa ţ evii permite obţinerea

unei cusă turi de egală rezistenţă cu ţeava. În acest caz sudura are forma unei elipse:

Dimensiunile extreme ale secţiunii periculoase sunt:

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=

=

m

m

Db

Da

2cos

2ϕ

For ţa care ac ţionează pe direcţia axei ţevii se poate descompune convenabil încomponente ce lucreaz ă în sec ţiunea periculoasă , anume:

⎩⎨

⎧

⋅=⋅=ϕ

ϕ

sin

cos

F T

F N

Sec ţiunea periculoasă a cus ă turii are mărimea:

( ) t D

t ba A ms ⋅⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜⎝ ⎛ +⋅

⋅=⋅+⋅≅ 1cos

12 ϕ

π π

astfel că tensiunile principale vor fi:

8/17/2019 PSSI, 1-119


73

( )

( )⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅+⋅⋅

⋅⋅⋅==

⋅+⋅⋅

⋅⋅==

t DF

AT

t DF

A N

msT

ms N

ϕ π ϕ ϕ

τ

ϕ π ϕ

σ

cos1cossin2

cos1cos2 2

iar tensiunea echivalentă se va poate calcula cu rela ţia:

( ) am

T N es R

t DF ≤⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

⋅+

=⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ ⋅+⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜

⎝ ⎛ =

222

2

2

1 6,0sin

38,0

coscos1

cos23

ϕ ϕ ϕ π ϕ

α τ

α σ

σ

Pentru ca îmbinarea s ă fie de egală rezistenţă trebuie ca atât cordonul cât ş iţeava s ă suporte aceea ş i încă rcare f ăr ă a se rupe, adic ă :

am Rt DF ⋅⋅⋅=π

La limită , după înlocuire se obţine:

ϕ ϕ ϕ

ϕ cos112,0

sin64,0

coscos2

22

+=+⋅

adică o ecua ţie de gradul patru în (cosϕ ) prin rezolvarea că reia se g ăse ş te unghiulpentru care îmbinarea asigur ă egala rezisten ţă .

d) Sudarea cap la cap prin intermediul unei table frontale se foloseş te pentru îmbinarea ţevilor cu diametre diferite. Sudarea ţevilor la tablă frontală se poate executa

fie cu pă trunderea totală a peretelui ţevii, fie prin utilizarea unei suduri în colţ, aşa cumse prezintă în figura urmă toare:

Dacă în primul caz tensiunile se calculează cu relaţia precedent ă , în al doilea cazeste necesar ă determinarea unei tensiuni echivalente.

Într-adevăr pe faţa cus ă turii din planul tablei frontale acţionează tensiunea:

( )aa DF

n+

=π

astfel că în sec ţiunea periculoasă vor lucra:

( )aa DF n +=== ⊥⊥

π τ σ

22

8/17/2019 PSSI, 1-119


74

iar tensiunea echivalentă va fi:

( ) ases R Raa D

F 7,0

23 22 =≤

+=+= ⊥⊥ π

β τ σ β σ

Grosimea tablei frontale se ia egală cu grosimea ţevilor, iar în cazul îmbină riiţevilor de diametre diferite, grosimea acesteia se stabileş te pe baz ă de calcul.

e) Sudarea cap la cap a ţ evilor cu ajutorul manşoanelor se foloseş te în cazul îmbină riiţevilor cu diametre mici, cu acelaş i diametru exteriorş i în special când sudarease face în condi ţii de şantier unde este dificilă asigurarea unei ajust ă ri satisf ăcă toare acapetelor ţevilor sau centrarea lor.

Manşonul este format din două jumă tăţ i ş i se sudeaz ă de ţevi prin suduri în colţ,după care se realizeaz ă cele două cusă turi longitudinale de înnădire pentru manşon.Tensiunile echivalente se calculeaz ă pe baza rela ţiei stabilite anterior.

Grosimea minimă a manşonului trebuie să verifice relaţia:

7,0a

t ≥

Trecerea mai lină a liniilor de for ţă de la ţeavă la manşon se asigur ă prin mă rireacatetei adiacente la ţeavă de 1,5 ori.

e) Sudarea cap la cap cu ajutorul nervurilor sau cornierelor este solu ţia cea maisimplă ş i mai uşor de executat în condiţii de şantier.

La capetele cus ă turilor de sudur ă ale acestor îmbinări apar tensiuni locale foartemari care diminuează sensibil rezistenţa îmbinării. Din acest motiv nu se recomandă să se utilizeze îmbinări rigidizate cu nervuri sau corniere în cazul construcţiilor supuse lasolicită ri importante.

Îmbinarea ţ evilor în noduri

8/17/2019 PSSI, 1-119


75

Îmbinarea în noduri a ţevilor care formează elementele grinzilor cu zăbrele saustâlpilor, se poate face direct sau cu ajutorul guseelor.

Pentru a realiza noduri cu rezistenţă corespunz ă toare, este necesar ca:‐ diagonalele să formeze cu talpa un unghi ϕ de cel puţin 30°;‐ diametrul diagonalei să fie cel puţin o pă trime din diametrul tă lpii.

a) Îmbinarea direct ă a ţ evilor poate fi f ăcută fie cu axele geometrice concurente,

poziţia a) din figur ă , fie cu axele geometrice dezaxate, dezaxarea maxim ă fiind:emax =D/4, poziţia b) din figur ă . Indiferent de situaţie capetele diagonalelor saumontanţilor se prelucrează corespunz ă tor formei cilindrice a tă lpii. Lungimea(perimetrul) cusă turii depinde de diametrul ţevii care se sudeaz ă ş i de raportul întreacesta ş i diametrulţevii talpă , precum ş i de mărimea unghiului .

Cu notaţiile din figur ă se găse ş te:

223 cbcbl +++=

în care:

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎟⎟

⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ −

⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ −

⋅=

=

2

1

2

2

1

2

2

2

2

3

3

sin2

D D

D D

Dc

Dbϕ

Tensiunea din sudur ă se calculeaz ă cu relaţia:

ass RlaF ≤=σ

8/17/2019 PSSI, 1-119


76

unde a este grosimea cus ă turii. În cazul nodurilor cu prindere directă , trebuie acordată o aten ţie deosebită

prelucr ării capetelor ţevii, pentru asigurarea unei pă trunderi pe toată grosimea peretelui.

Se recomand ă ca teş irea ţevii să se facă la unghiul β = 50° pe o treime dinperimetru ş i γ = 30° pe rest, iar între diagonală ş i talpă să se lase un rost de circa 3mm.

b) Îmbinarea ţ evilor cu ajutorul guseelor poate fi realizată :‐ prin suprapunerea cap ă tuluiţevii aplatizat pe guseu;‐ prin introducerea capă tuluiţevii crestat peste guseu;‐ prin introducerea capă tuluiţevii crestat ş i fasonat peste guseu.

În calculul acestor îmbinări se porneş te de la condiţia ca îmbinarea s ă poată transmite aceea ş i for ţă ca ş i bara (diagonală sau montant), adică să fie de egală rezistenţă . Astfel în primul caz se poate scrie:

R A A A R t sf slas =+ unde:

- Asl , Asf sunt ariile secţiunilor sudurilor laterale , respectiv frontale;- At – aria sec ţiuniiţevii.

sau:

( ) tR Dbala R 227,0 π =+

unde:

8/17/2019 PSSI, 1-119


77

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

−=

+=

⋅=

t D D

t D

b

t a

i 2

22

27,0

22

2π

Având în vedere că în general pentru grinzi cu zăbrele se consider ă :

( ) 21,007,0 Dt ⋅÷=

se ajunge la o lungime necesar ă a cus ă turii laterale:

În al doilea caz, existând numai cordoane laterale ş i deci numai eforturi de tipτii se poate scrie:

RalF

es 7,034

3" ≤⋅⋅=⋅⋅= β β τ σ

relaţie care pentru

⎩⎨⎧

⋅=⋅⋅⋅=⋅=

t a

Rt D R AF t

7,02π

devine:

l Rt Rt D ⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅ 7,07,0432 β π

astfel că :

23 Dl ⋅⋅≈ β în care β =0,7…0,85 .

În al treilea caz calculul de rezistenţă este similar celui precedent, astfel că sepoate lua β =0,7…0,85 .

4.3.8. Îmbinări sudate prin puncte Aceste îmbinări se pot realiza fie prin topire, fie prin presiune. Proiectarea lor se

face de obicei constructiv, iar calculul de verificare se face pentru un singur punct sudat,atât la forfecare cât ş i la tracţiune (desprindere). În general, îmbinarea con ţinând maimulte puncte calculul se face în ipoteza că tensiunile se distribuie uniform pe toatepunctele sudate, ceea ce nu corespunde realit ăţ ii, în general la îmbinări sudate ş i maiales în cazul îmbină rilor sudate prin puncte. S-a impus ca urmare elaborarea unormetode pentru calculul exact care s ă permită evaluarea solicită rii fiecărui punct sudatdin îmbinare ş i astfel să se fac ă o proiectare raţională a acestor îmbină ri sudate. Dintremetodele de calcul la forfecare a îmbinărilor sudate prin puncte se amintesc metodacoeficienţilor de distribuţie ş i metoda for ţelor. Odată stabilită for ţa ce ac ţionează punctulde sudur ă este necesar s ă se cunoasc ă cu exactitate diametrul acestuia care depindede mai mulţi factoriş i anume :

8/17/2019 PSSI, 1-119


78

− intensitatea curentului de sudare;− durata de trecere a curentului prin piesele care se sudeaz ă ;− presiunea exercitata asupra punctului adus în stare de incandescen ţă ;− diametrul electrodului;− grosimea tablei.

Pentru calculul diametrului „d ” al punctului de sudur ă ş i al diametrului „d e” alvârfului electrodului se pot folosi relaţiile :

‐ d = (0.8 ÷ 1) d e;‐ d = 1.2t + 4, pentru t ≤ 3 mm

‐ d = 1.5t + 5 , pentru t > 3 mm.Distanţa între punctele sudate se poate stabili fie în func ţie de grosimea tablei, fie

în funcţie de diametrul punctului sudat, astfel încât să se asigure o distan ţă minimă subcare curentul de sudare ar trece ş i prin punctul învecinat, deja sudat, scurtcircuitându-l.

Diferitele norme indică folosirea relaţiilor :- e = 2.5 ÷ 5 d ;- e1 = e2 = 1.5 ÷ 2 d ;

- e = 6t , dar e ≥ 5 mm.La îmbină ri sudate prin două rânduri de puncte, distanta „e” se majorează cu5%. În cazul îmbinărilor sudate prin puncte în zig-zag,e = e1.

În cazul solicită rilor statice la forfecare, aşa cum se vede în figura urmă toare:

sarcina de rupere a unui punct solicitat la forfecare este :

8/17/2019 PSSI, 1-119


79

- r

d F τ

π ⋅=

4

2

1 - pentru o singur ă sec ţiune de forfecare;

- r

d F τ

π ⋅⋅=

42

2

1 – pentru două sec ţiuni de forfecare,

ş i mărimea sa se g ăse ş te în tabele.

Sarcina ce poate fi transmisa de o îmbinare prin puncte solicitată la forfecare este:

cvnF

F 1=

unde :‐ F 1 este sarcina de rupere corespunz ă toare unui punct de sudur ă ;‐ n - numărul punctelor de sudur ă ;‐ v - factorul de apreciere;‐ c - coeficientul de siguranţă .

Prin factorul de apreciere „v ” se ţine seama de sudabilitatea materialului de baz ă ,de modul cum a fost executată sudarea, de rigurozitatea controlului aplicat ş i desolicită rile suplimentare care apar în sudur ă . Valorile acestui coeficient sunt cuprinse înintervalul0.4 …0.9.

În privinţa coeficientului de siguranţă c , acesta se apreciaz ă de că tre proiectant în funcţie de importanţa construc ţiei. Dacă punctul sudat este solicitat la smulgere, ca înfigura urmă toare:

atunci tensiunea din acesta este :

'2

1

4

as d F

σ π

σ ≤=

unde aa σ σ ⋅= 4,0' este rezisten ţa admisibilă a sudurii în cazul tablelor cu conţinut redusde carbon.

Calculul îmbinărilor sudate prin puncte supuse forfec ării În condiţiile unei construcţii conţinând mai multe rânduri, fiecare cu mai multe

puncte, este necesar s ă se stabileasc ă for ţa ce revine fiecărui punct, având în vederedistribuţia neuniformă a eforturilor în îmbinarea sudată . Încărcarea punctelor va depindede elasticitatea tablelor ş i a punctelor de sudur ă .

Fie o îmbinare în puncte, cu două sec ţiuni de forfecare având „n” rânduri depuncte ş i încă rcată cu for ţa F al cărui suport este perpendicular pe direcţia rândurilor,aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


80

Punctele de sudur ă ale fiecă rui rând vor fi încărcate corespunz ă tor cu for ţeleF 1, F 2 .......F n, mărimi necunoscute.

În tablele îmbinării vor apărea urmă toarele for ţe :‐ în tablele extreme : 0,5 F 1; 0,5(F 1+F 2 ); ...; 0,5 Σ F i ,...; 0,5(F-F n ); ‐ în tabla centrală : (F – F 1 ); F – (F 1 + F 2 );...; (F –Σ F i );...; F n.

Datorită încă rcării îmbinării, aceasta va c ăpă ta o deformaţie totală , ca rezultatal deformării tablelor ş i punctelor de sudur ă . Pentru perechea de puncte i ş i (i+1) situaţia va fi urmă toarea :

În figur ă apar :‐ δ i , δ i+1 - deformaţiile punctelor de sudur ă ;‐ Δ pi , Δ p’ i - deformaţiile tablelor între punctele de sudur ă . Având în vedere propor ţionalitatea dintre deformaţii ş i for ţele aplicate, se poate

scrie :‐ δ i = k F i , δ i+1 = k F i+1 , pentru puncte;‐ Δ pi = k 1Σ F i , Δ p’ i = k 1(F – Σ F i ), pentru table considerate de sec ţiuni egale, unde k

ş i k 1 sunt constantele de rigiditate ale punctelor de sudur ă ş i respectiv tablelor îmbinate.Deoarece distan ţa dintre centrele punctelor de sudur ă nu se modifică , se poate

scrie :

δ i + p + Δ pi = δ i+1 + p + Δ p’ i

adică :

δ i + Δ pi = δ i+1 + Δ p’ i

Ţinând seama de expresiile deforma ţiilor se obţine relaţia:

k(F i – F i+1 ) = k 1(F - 2 Σ F i )

care permite obţinerea unei relaţii de recurenţă , a că rei formă este:

8/17/2019 PSSI, 1-119


81

)2()2(11 iiii F F F F

k k

F F Σ−=Σ−=− + α

unde s-a notat: k 1 / k = α .Situaţiile extreme ce pot apă rea sunt urmă toarele:

a) - punctele de sudur ă sunt perfect rigide ş i în acest caz:

δ i = δ i+1= 0

adică :

Δ pi = Δ p’ i

sau:

Δ pi - Δ p’i = k1(F - 2 Σ F i ) = 0

În aceste condiţii se vede că :

F = 2 Σ F i

indiferent de poziţia i a punctului, deci ş i pentru i = 1, când se poate scrie:

2F 1 = F sau F 1 = 0,5F .

Datorită simetriei, se poate spune c ă :

F n = F 1

de unde concluzia că rândurile intermediare, corespunză toare lui i = 2 ,….,n-1 nu preiaudin for ţa de forfecare. Ca atare, în cazul punctelor de sudura perfect rigide, vor fi încă rcate numai punctele rândurilor extreme.

b) - tablele construcţiei sunt perfect rigideş i în acest caz deforma ţiile vor fi:

Δ pi = Δ p’ i = 0,

adică :

δ i = δ i+1

sau:δ i - δ i+1= k(F i – F i+1 ) = 0

În condiţiile în care F i = F i+1 , se poate scrie :‐ F 1 = F 2 pentru i = 1 ;‐ F 2 = F 3 pentru i = 2 ;‐ ...‐ F n-1 = F n pentru i = n-1,

adică :

F 1 = F 2 = F 3 = ......... = F n-1 = F n =F/n.

8/17/2019 PSSI, 1-119


82

În concluzie, în cazul tablelor perfect rigide, rândurile punctelor de sudur ă sunt

uniform încă rcate indiferent de numărul acestora. În realitate atât punctele de suduracât ş i tablele se deformează , astfel că încă rcarea punctelor de sudur ă este neuniformă .

Studiul îmbinărilor sudate prin puncte cu mai multe rânduri de puncte orientateperpendicular pe direcţia for ţei de forfecare arată că mărimea numă rului rândurilor de

puncte conduce la o neuniformizare accentuat ă a repartiză rii tensiunilor ş i deci dinpunct de vedere al rezisten ţei nu are sens ca num ă rul rândurilor de puncte să fie maimare de 6. La încă rcarea cu o for ţă oarecare, fiecărui rând îi revine o parte din aceasta,distribuţia simetrică pe rânduri depinzând de num ărul acestora, a şa cum se prezint ă înfigura urmă toare:

Încercările experimentale au confirmat suprasolicitarea punctelor extreme din îmbină rile sudate, astfel că la proiectare se prev ăd îmbinări sudate cu 3÷4 rânduri ş i4÷5 puncte pe rând. Dacă o îmbinare necesită un număr de puncte, solu ţia cea mairaţională este aceea a dispunerii punctelor pe mai pu ţine rânduri, caz în caremajoritatea punctelor vor fi solicitate. Spre exemplu o îmbinare care necesită 6 punctepoate fi realizată mai raţional în 2 sau 3 rânduri.

Dacă sunt multe rânduri punctele extreme sunt suprasolicitate ş i este necesarcalculul de verificare.

Calculul ş i proiectarea îmbină rilor sudate prin puncte se face respectândurmă toarea ordine :

a) cunoscând forma ş i mă rimea pieselor de îmbinat, se determină numărul depuncte cu un plan de forfecare din condiţia ca îmbinarea s ă fie de egală rezistenţă , adică :

cvd

nc

vnF AF r a ⋅⋅⋅==⋅= τ

π σ

4

21

8/17/2019 PSSI, 1-119


83

de unde :

vF Ac

vd Ac

n a

r

a

12

4 σ τ π σ ==

în care :‐ σ a – este rezisten ţa admisibilă a tablelor;‐ A – sec ţiunea tablelor care se îmbină ;‐ F 1 – sarcina de rupere a punctului;‐ v – factor de apreciere;‐ c – coeficient de siguranţă .

Pentru îmbinarea cu două plane de forfecare, numărul de puncte se reduce la jumă tate :

b) pasul dintre puncte ş i distanţa dintre rânduri se ia constructiv sau din condiţiitehnologice, aşa cum s-a ar ă tat.

c) se face calculul de verificare a rezistenţei punctelor extreme din îmbinare, pe

baza for ţelor calculate pentru fiecare punct în parte. Calculul îmbinărilor sudate prin puncte supuse la diferite solicit ăriO îmbinare conţinând „N ” puncte, întro distribuţie regulată , poate fi considerată

ca având sec ţiunea dreptunghiular ă cu laturile b ş i h, fiecă rui punct revenindu-isec ţiunea :

N bh

A =Δ

cu posibilitatea de a prelua for ţa F 1a.

Îmbinarea poate fi în urmă toarele situaţii de solicitare :a) solicitare cu o for ţ a F ce trece prin centrul sec ţ iunii punctelor . Admiţând o încă rcare uniformă a punctelor numă rul necesar de puncte va fi :

anec F

F N

1

=

Datorită încărcării neuniforme a punctelor de sudur ă se va lua îns ă :

aF

F N

1

β ≥

unde β > 1 este un coeficient care depinde de num ărul rândurilor de puncte.

8/17/2019 PSSI, 1-119


84

b) solicitare cu un moment de torsiune redus la centrul sec ţ iunii punctelor . Admiţând că sub ac ţiunea momentului M , punctele de sudur ă vor fi solicitate de

for ţele F Mi , propor ţionale cu distanţa acestora fa ţă de centrul îmbinării, se poate scrie:

i Mi lF ⋅= λ

Pentru echilibru :22iii Mi lllF M Σ⋅=⋅Σ=⋅Σ= λ λ

Se ob ţine:

2il

M Σ

=λ

ş i în consecinţă :

2i

i Mi l

l M F

Σ⋅=

Această for ţă va fi maximă pentru punctele din colţurile secţiunii, respectiv celemai îndepă rtate de centrul acesteia, unde are m ărimea:

2max

maxi

M ll M

F Σ⋅=


2222

max 21

22bh

bhl +=⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ +⎟

⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛ =

respectiv:

( )222iii y xl +Σ=Σ

Se poate scrie :

8/17/2019 PSSI, 1-119


85

( )22

22

max5.0

ii y xbh M

F +Σ

+⋅⋅=

Multiplicândş i număr ă torul ş i numitorul cu Δ A ş i observând că :

x yiiii I I y A x y x A +=Σ+Δ⋅Σ=+Σ⋅Δ 2222

relaţia devine :

( ) y x I I N bh Mbh

F +

+=2

22

max

Momentele de iner ţie axiale, mai pot fi scrise :

⎪⎪⎩

⎪⎪

⎨

⎧

=

=

12

123

3

hb I

bh I

y

x

ş i ca urmare:

( ) aF

bh N

M

bhbh

N

bh MbhF 12222

22

max6

122

≤+

=+

+=

Pe baza acestei rela ţii, numărul punctelor de sudur ă necesar pentru ca structura

sudată să preia momentul care o solicită va fi :

221

6

bhF

M N

a +≥

c) solicitare cu un moment de torsiune şi o for ţă rezultant ă aplicat ă în centrulsec ţ iunii punctelor .

For ţa rezultantă va creea în punctul de sudur ă for ţa F Fi , iar momentul detorsiune, for ţa F Mi , astfel că punctul de sudur ă va fi solicitat de rezultanta :

8/17/2019 PSSI, 1-119


86

i MiFi MiFi F F F F R α cos222⋅⋅⋅++=

Pentru a fi îndeplinită condiţia de rezisten ţă a punctului, trebuie ca :

a M F M F F F F F F R 122

max cos2 ≤⋅⋅⋅++= α

Considerând:

⎩⎨⎧

==

M a M

F aF

N F N F

N F N F

1

1

unde :‐ N – numărul real de puncte de sudur ă ;‐ N F – numă rul punctelor de sudur ă în condiţiile în care construcţia ar fi solicitată

numai prin for ţele F F; ‐ N M – numărul punctelor de sudur ă în condiţiile în care construcţia ar fi solicitată

numai prin for ţele F M .se poate scrie :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅=

⋅=

a M

M

aF

F

F N

N F

F N

N F

1

1

Condiţia de rezisten ţă devine :

21

212

212

22

12

2 cos2 aa

M F a

M a

F F F N

N N F

N N

F N N ≤⋅⋅++ α

Numărul necesar de puncte de sudur ă al construcţiei solicitată prin F ş i M , va fi:

α cos2222⋅⋅⋅++≥ M F M F N N N N N

unde N F ş i N M sunt mărimi calculate pentru cazul solicită rii fie numai cuF , fie numai cuM , adică :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

+⋅=

⋅=

221

1

6

hbF

M N

F F

N

a

M

aF β

4.4. Calculul îmbin ărilor sudate supuse la solicit ări variabileRezistenţa la oboseal ă a îmbinărilor sudate, este sensibil mai redusă decât

aceea a materialului de baz ă ca urmare a concentr ării tensiunilor ce apar la sudare.Concentratorii de tensiuni pot fi:

8/17/2019 PSSI, 1-119


87

− interni ş i aceş tia apar din cauză porilor ş i incluziunilor de gaze, r ădăciîniisudurilorş i punctelor care corespund schimbă rii electrozilor;

− externi ş i aceş tia apar la capetele cus ă turii de sudur ă ş i în zona de trecere dela sudur ă la materialul de bază . Efectul concentratorilor externi poate fi diminuatsau chiar eliminat printro prelucrare corespunză toare a îmbină rilor respective.

Factorii care influenţează asupra rezisten ţei la oboseală a îmbinărilor sudatesunt: - materialul de bază ş i de adaos;

- tehnologia aplicată la realizarea construc ţiilor sudate;- forma ş i mărimea îmbinărilor sudate;- felul ciclului de solicitare la oboseală .

1. Influenţ a materialuluiRezistenţa la oboseal ă a îmbinărilor sudate depinde în mare măsur ă de calitatea

materialului de bază . Oţelurile superioare sunt foarte sensibile la crestă turi, din carecauză îmbinările sudate din astfel de oţeluri cu rezistenţe la oboseal ă foarte apropiatede ale îmbină rilor executate din OL37, deş i limitele de curgere ale acestor materialesunt mult diferite.

În diagramele urmă toare se reprezint ă variaţia rezistenţei la oboseală pentrumaterialul de bază luat ca atare sau îmbin ă rii sudate din acesta.

Cu cât îmbinarea sudat ă prezintă din cauză formei un efect de crestă tur ă maimare, cu atât rezisten ţa la oboseal ă a îmbinărilor sudate din oţeluri superioare seapropie de cea a o ţelurilorinferioare, pentru îmbinarea în cruce, de exemplu, aceastafiind aceaş i pentru toate cele trei materiale.

2. Influenţ a procedeului de sudare şi a materialului de adaosPoziţia în care se execut ă sudarea influenţează rezistenţa la oboseal ă a îmbină rii, în sensul că pentru aceia ş i îmbinare se obţine o rezistenţă la oboseală mare

dacă aceasta este sudat ă în poziţie orizontală ş i respectiv mică dacă este sudat ă înpoziţie verticală sau peste cap.

În cazul sudurilor cap la cap influenţa procedeului de sudare este mai greu desesizat, îns ă la sudurile în colţ se remarc ă o creş tere a rezisten ţei sudurii executateautomat faţă de cea executat ă manual, în primul caz adâncimea de pă trundere fiind maimare.

Calitatea electrozilor influenţeaz ă rezistenţa la oboseal ă a îmbinărilor sudate ş iaceasta influen ţă se datoreaz ă calităţ ii îmbinării sudate obţinute la sudarea cu diferiţielectrozi.

3. Influenţ a formei îmbinării sudateForma îmbinării are cea mai mare influenţă asupra rezisten ţei la oboseală a

îmbină rii sudate, forma îmbinării determinând distribuţia fluxului liniilor de for ţă .

8/17/2019 PSSI, 1-119


88

- Îmbinări sudate cap la capLa aceste îmbinări liniile de for ţă nu sufer ă o redistribuire la trecerea prin sudur ă ,

astfel că ş i în cazul solicită rilor variabile îmbinările sudate cap la cap prezintă cea maimare rezisten ţă .

Dacă în cazul solicită rilor statice ruperea se produce de regul ă în afara sudurii,rezistenţa de rupere a sudurii fiind egală cu cea a materialului de baz ă dacă este debună calitate, în cazul solicitărilor variabile ruperea se produce în general în zona detrecere unde rezisten ţa la oboseal ă este mai mică decât în restul îmbină rii.

Pentru suduri în V de calitate normală , la care s-a resudat r ădăcina sau nu s-aresudat r ădăcina, executate la piese din St37 se recomand ă folosirea diagramelor laoboseală Smith valabile pentru materialul de bază .

Pentru alte materiale se vor folosi diagrame Smith trasate în coordonate σmax,σmin, σmed pentru materialele respective.

În construcţiile sudate se ia drept cifr ă de compara ţie valoarea rezisten ţei laoboseală , la întindere – compreş iune a sudurii cap la cap de calitate normală executată în poziţie orizontală , neprelucrată , cu r ădăcina resudata, controlată 100% cu raze, f ă r ă defecte, care este cea mai important ă ş i frecventă ş i care se execut ă f ă r ă dificultăţ i în

condiţii de şantier. Pentru îmbinări de piese din OL37se recomandă rezistenţa laoboseală σ at = 16 -18 daN/mm2.

8/17/2019 PSSI, 1-119


89

Pentru sudurile în X bine executate se pot lua acelea ş i valori ca pentru sudurile în V cu r ădăcina resudat ă .

- Îmbinări sudate în col ţ Sudurile în colţ, faţă de sudurile cap la cap, prezintă avantajul că nu necesită

prelucrarea iniţială a marginilor.Din punctul de vedere al rezistenţei la oboseală , comportarea cea mai bun ă o au

sudurile concave care asigur ă o trecere mai lină a liniilor de for ţă de la materialul debază .

a) Sudurile cu cusă turi laterale se comportă la solicită ri axiale la fel caş i sudurilecap la cap , în sensul c ă la solicită ri statice ruperea se produce întro sec ţiune oarecarea piesei pe când la solicitări variabile aceasta se produce de obicei în sec ţiunea în care începe sudura ca urmare a efectului de crest ă tur ă din aceast ă sec ţiune.

La aceste suduri fluxul liniilor de for ţă ş i distribuţia tensiunilor sunt cu totulnefavorabile, la capetele sudurilor producându-se puternice concentr ări de tensiuni.

S-a stabilit experimental că dacă raportul dintre tensiunea din sudur ă ş itensiunea din pies ă : σ s / σ a ≥ 0,85 , ruperea se produce în sudur ă iar dacă acest raporteste mai mic ruperea se produce în pies ă , în sec ţiunea slabită de efectul de crest ă tur ă de la capetele cus ă turilor.

Ş i în cazul cusă turilor laterale se utilizează diagrame de rezisten ţă la oboseală Smith pentru diferite materiale, trasate pentru materialul de bază , pentru îmbinări cucusă turi laterale când se prelucreaz ă capetele sudurii ş i pentru îmbină ri cu cusă turilaterale cu capetele neprelucrate.

b) Sudurile cu cusă turi frontale au de asemenea rezisten ţa la oboseal ă mici.Dacă îmbinarea se realizeaza cu suduri în K , rezisten ţa la oboseal ă se apropie de ceaa sudurii cap la cap de calitate normala.Diferenta mare între sudura în K ş ic ea frontalaapare numai la solicitări de întîndere. La o solicitare pusa de forfecare, diferenta esteneînsemnata.

4. Influenţ a tipului de solicitare asupra rezistenţ ei la oboseal ă Felul solicită rii: încovoiere, întîndere-compresiune, torsiune influenţeaz ă asupra

valorilor limită ale rezisten ţei la oboseală . Pentru evidenţierea acestui fapt, se traseaz ă

pentru fiecare material , diagramele Smith corespunză toare fiecă rui tip de solicitare.

8/17/2019 PSSI, 1-119


90

5. Influenţ a rigidizarii constructieiO rigidizare efectuată nera ţional duce la micşorarea rezisten ţei la oboseală a

unei construcţii. Modul cum variază rezistenţa la oboseal ă a unui profil U solicitat lar ăsucire ş i rigidizat în diverse variante se prezintă în figura urmă toar

4.4.1. Calculul îmbinărilor sudate la oboseal ă .Verificarea îmbinărilor sudate se face de obicei în două feluri:

- stabilind coeficientul de siguranţă al îmbină rii;- comparând tensiunile maxime din îmbinare cu rezistenţa admisibilă la oboseală .

Verificarea rezistenţei la oboseală a unei îmbinări sudate se face în trei regiuni: în metalul de bază , în zona influenţată termic ş i în sudur ă .

Rezistenţa la oboseal ă a îmbină rilor sudate se poate determina analitic ş iexperimental. Determinarea analitică a rezisten ţei la oboseală se poate face cu ajutorulcoeficientului de siguranţă , cu ajutorul rezistenţelor admisibile ş i cu ajutorulcoeficientuluiγ.

1. Metoda coeficientului de siguranţă

8/17/2019 PSSI, 1-119


91

Coeficientul de siguranţă la oboseală se poate determina fie prin calcul, fie dindiagrame. Cunoscând rezisten ţa la oboseal ă σ R pentru ciclul asimetric R acesta secalculează cu relaţia:

maxσ εγ

σ

σ k c R=

în care:− σ R – este rezisten ţa la oboseal ă a materialului de bază pentru ciclul cu coeficient

de asimetrie R ;− k σ – coeficient de concentrare a tensiunilor;− ε – coeficient de propor ţionalitate (dimensional);− γ – coeficient ce ţine seama de calitatea cus ă turii;− σ max – tensiunea maximă ce solicită îmbinarea în sec ţiunea periculoasă .

Coeficientul de concentrare a tensiunilor se determină experimental în funcţie deforma îmbinăriiş i felul solicită rii cum rezultă din graficele urmă toare:

Pentru coeficientul dimensional se folosesc diagrame de forma:

Se vede c ă ε ≤1 pentru grosimi relativ mari. În privinţa coeficientului de calitate , acesta are valoarea γ =1 pentru cusă turi de

clasa a-I-a de executie.Dacă îmbinarea este solicitată la oboseală atât prin tensiuni normale cât ş i

tangentiale, atunci coeficientul de siguranţă pentru solicitarea compusă se calculeaz ă cu relaţia:

8/17/2019 PSSI, 1-119


92

22τ σ

τ σ

cc

ccc

+⋅=

Cunoscând ciclul de solicitare se poate determina coeficientul de siguranţă pecale grafică , utilizând diagrame de tipul:

În diagrama ală turată coeficientul de siguranţă este dat pentru piese din o ţel ş ifontă . Dacă evaluarea solicită rilor se face foarte precis, coeficienţii de siguranţă suntlimitaţi de linia întreruptă .

Coeficientul de siguranţă se poate determina ş i cu ajutorul diagramelor deoboseală pentru diferite oţeluri. Pentru OL52 solicitat la încovoiere, tracţiune -compresiune ş i torsiune, diagrama Smith are aspectul prezentat în figura urmă toare:

Simbolurile pentru rezistenţa la oboseal ă au ca indici valorile coeficientului deasimetrie. Coeficientul de siguranţă efectiv rezultă prin compararea amplitudinii efectivea tensiunii cu amplitudine corespunză toare din diagramă . Astfel pentru punctual P determinat de solicitarea σ ef max ş i R se ob ţine din diagramă tensiunea limită σ sup ş icoeficientul de siguranţă efectiv se calculează cu relaţia urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


93

aef

cc ≥=max

sup

σ

σ

2. Metoda rezistenţ elor admisibileDacă se cunoaste rezisten ţa admisibilă pentru tipul de îmbinare ş i ciclul de

încă rcare respectiv, se compar ă cu aceasta tensiunea maxim ă a ciclului real de încă rcare, adică se foloseş te una din relaţiile:

σ max ≤ σ aR sau σ smax ≤ σ saR

Deoarece rezisten ţa admisibilă nu se cunoa ş te, în general se recomand ă stabilirea ei cu ajutorul diagramei rezistenţelor la oboseală a materialului de bază ş i acoeficienţilor de concentrare, de calitate, de propor ă ionalitate ş i de siguranţă , trasatepe baza rela ţiei:

cK

R

aR σ

εγσ σ

Dacă se cunoa ş te rezisten ţa la oboseal ă determinată prin încercări pentru un tipde îmbinare, se poate stabili rezisten ţa admisibilă cu relaţia:

c R

aR

σ σ =

3. Metoda coeficientuluiγ Tensiunea întro îmbinare supus ă la oboseal ă trebuie să fie mai mică decât

tensiunea admis ă în sudur ă la solicitarea statică multiplicată cu un factor γ , adică :

assR γσ σ ≤ sau asaR γτ τ ≤

relaţii valabile pentru suduri cap la cap, respective suduri în colţ.Pentru rezisten ţele admisibile în sudur ă se iau valorile:

σ as=0,8 σ a , τ as=0,7 σ a

Coeficientulγ , se determină cu diferite relaţiiş i anume:

- pentru suduri cap la cap: R

31

11

−=γ , (γ =0,75…1,0);

- pentru suduri în Tş i de colţ: R

31

34

1

−=γ , ( γ =0,6…0.75);

în care R este coeficientul de asimetrie a ciclului de solicitare.O determinare mai riguroasă a lui γ se face cu rela ţia:

Rbaba ⋅−−+=

)(

1

β β γ

în care:

8/17/2019 PSSI, 1-119


94

- a=ξ σ

σ

12 −= ca , (a=0,6 pentru oţeluri de constructie);

-r

cbσ

σ 2

= , (b=0,2 pentru oţeluri de construcţie);

- β coeficient de concentrare a eforturilor;

- β, ξ- coeficienţi care ţin seama de regimul de exploatare, solicitare ş i alteaspecte.

4.4.2. Verificarea îmbin ărilor sudate prin puncte solicitate la oboseal ă Calculul îmbină rilor sudate prin puncte la solicitări variabile se face cu ajutorul

rezistenţelor admisibile, care se stabilesc cu rela ţia:

c R

aR

σ σ = ;

în care:

σ R – este rezisten ţa la oboseal ă pentru un ciclu de asimetrie R ;c – coeficientul de siguranţă admis (c=1,5 )Valorile rezistenţelor la oboseală pentru îmbină rile prin puncte sunt date în

diagrame pentru cazul în care diametrul punctelor de sudura este d=5 √t ; unde t - estegrosimea tablei, iar distanţa dintre punctele de sudur ă este e1=2d . Diagramele sunttrasate pentru diferite grosimi ale tablelor îmbinate, pentru îmbinări cu diferite numerede rânduri de puncte dispuse într-un plan sau în dou ă plane de forfecare.

Verificarea se face pe baz ă relatiilor:

- aRef A

F σ σ ≤= max , pentru materialul de bază ;

- sef nA

F max

=τ , pentru punctele de sudur ă ; în care:

- bt A = – sec ţiunea tablei;- n – numărul punctelor de sudur ă ;

-4

2d A

π = – sec ţiunea unui punct de sudur ă .

Pentru e 1 =2d , între sec ţiunea totală a punctelor de sudur ă ş i secţiunea tableiexistă relaţia:

nAs=1,54A

În cazul în care e1>2d , rezistenţele admisibile trebuie reduse după cumurmează :

⎩⎨⎧

⇒

⇒

aRsaRs

aRaR

ασ σ

ασ σ

Coeficientul de reducere α se g ăse ş te în tabele, valoarea acestuia fiind dat ă fucţie de mă rimea distanţei e1, de numărul rândurilor de puncte ş i de numă rul planelorde forfecare.

5. Distribu ţia tensiunilor în îmbin ările sudate.

8/17/2019 PSSI, 1-119


95

În calculul îmbinărilor sudate prin topire s-a considerat ipoteza distribuiriiuniforme a tensiunilor pe secţiunea îmbină riiş i s-au folosit relaţiile:

⎪⎪⎩

⎪⎪

⎨

⎧

=

=

ss

ss

AT

AF

τ

σ

Datorită unor cauze precum:- proiectarea nera ţională a îmbinărilor sudate;- forma neraţională a suprafe ţei cusă turii sudate;- execu ţia incorectă a cus ă turii sudate,

apar în îmbină rile sudate concentr ări de tensiune.Concentr ă rile de tensiune, definite prin raportul:

med k σ

σ α

max

=

au influenţă mai mică în cazul solicitărilor statice, în schimb în cazul solicitărilordinamice la oboseală au o influenţă foarte dăună toare asupra rezisten ţei construcţiilorsudate.

5.1. Distribu ţia tensiunilor în îmbin ări sudate cap la cap Îmbinările sudate cap la cap asigur ă cea mai bună distribuţie a tensiunilor,

motiv pentru care sunt cele mai raţionale.Dacă sudura este de bun ă calitate ş i supraînă lţarea este înl ă turată prin

prelucrare, valoarea coeficientului de concentrare a tensiunilor se poate consideraegală cu unitatea.Dacă însă supraînă lţarea sudurii este prea mare sau r ădăcina acesteia nu este

executată corect, distribuţia tensiunilor în regiunea cusă turii este neuniformă , apă rândconcentr ări de tensiuni destul de mari, aşa cum se v ăd în figura urmă toare:

Cu cât îngroşarea cus ă turii este mai mică ş i racordarea cu metalul de baz ă mailină , cu atât valoarea coeficienţilor de concentrare este mai redus ă . Din graficul urmă tor

8/17/2019 PSSI, 1-119


96

se observ ă că la micşorarea supraîn ă lţării ş i la o racordare cât mai lină cu metalul debază coeficientul de concentrare se reduce:

În cazul construcţiilor importante solicitate la oboseală , se recomand ă îndepă rtarea supraîn ă lţării sudurii prin rabotare sau polizare, mărindu-li-se multrezistenţa la oboseal ă .

5.2. Distribu ţia tensiunilor în îmbin ările sudate în T În îmbinările sedate prin suprapunere sau în T cu margini nete ş ite apar tensiunile

cele mai mari. Acestea se datoresc atât formei îmbinării cât ş i faptului că nu sepă trunde r ădăcina sudurii pe toată grosimea piesei. Deasemenea forma suprafe ţeiexterioare a cus ă turii influenţeaz ă concentrarea de tensiuni, la o suprafa ţă exterioar ă convexă aceasta concentrare fiind mult mai mare decât la una concav ă . Pentruconstrucţii sudate supuse la oboseal ă se recomand ă ca suprafa ţa sudurii să fie concavă sau plană pentru îmbună tăţ irea distribuţiei eforturilor.

Dacă se te şesc marginile piesei la 45° se ob ţine o cusă tura în K ce se

comportă ca ş i cusă turile cap la cap, reducându-se substan ţial concentr ă rile detensiune, aspect prezentat în figura urm ă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


97

5.3.Distribuţia tensiunilor în îmbin ări sudate prin suprapunere Cazul cusăturilor laterale În cusă turile sudate de fixare a barelor în noduri au loc concentr ă ri de tensiuni

foarte mari. Distribuţia tensiunilor din cusă turile laterale ale îmbinărilor prin suprapunerepoate fi determinată analitic ş i experimental.

O determinare analitică a distribuţiei tensiunilor se poate face în ipoteza că

for ţele di cele două elemente ale îmbinării, F 1x ş i F 2x , variază liniar în regiuneacusă turilor. Să consider ăm două platbande sudate lateral ş i supuse for ţei F :

Deplasarea λ x în dreptul secţiunii aflate la distanţa x , în raport cu sec ţiunea încare tensiunile normale din cele două platbande au aceia ş i valoare, are expresia:

∫ −

=∫ −= x

x x x

x x x dx E dx 0

21

021 )(

σ σ ε ε λ

Din figur ă se vede c ă :

11

21 σ σ σ x x

x x =−

ş i ca urmare:

11

2

1

2

10 1

122

1 x EA

Fx x

x E xdx Ex

x

k === ∫ σ σ

λ

Având în vedere că for ţa unitar ă în sec ţiunea x este:

x x K qq λ += min în care:

- q – este for ţa ce revine unităţ ii de lungime, daN/cm;- k – constanta elastic ă a cordonului de sudur ă , daN/cm2,

împăr ţind prin2a, se ob ţine:

x x

aF

aq

aq

λ 222

min +=

8/17/2019 PSSI, 1-119


98

Deoarece:

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

=

=

al

F lF

q

med

2

τ

se poate scrie:

λ κ

τ τ a x 2min +=

Ţinând seama de expresia lui xλ , relaţia devine:

2min

11

2

min '22

xk X EA

Fx

a

k x +=⋅+= τ τ τ

unde s-a notat:11

'

4 xaEAkF =κ

Plecând de la expresia lui τ med se poate scrie:

x

x x al

F

2=τ

unde l x =1, astfel încât se poate determina m ărimea for ţei după cum urmează :

∫ ∫ ∫− − −

+++=+===1

2

1

2

1

2

)](3

)([2)(22 32

31

'

21min2'

min

x

x

x

x

x

x x x x x

k x xadx xk adxadxF F τ τ τ

Pentru cazul particular când: A1=A2 =A ; x 1=x 2 =l / 2 ş i σ = F / A se ob ţine:

12'

2

3

minl

k l AF +=τ

sau:

12122

2'2'

minlk lk

alF

med −=−= τ τ

Deoarece, în acest caz::

aElk

aAExk F

k 24 1

' σ =⋅=

înseamn ă că :

8/17/2019 PSSI, 1-119


99

aE lk

med 24minσ

τ τ −=

Se poate scrie acum :

aEl xk

aE lk

med x 224

2σ σ τ τ +−=

Efectul tangenţial maxim se obţine la capetele cordoanelor, unde x = l / 2 ş ianume:

al

E k

med ⋅+=12max

σ τ τ

Cunoscând τmax ş i τmed, se poate determina coeficientul de concentrare atensiunilor:

EAkl

alF a

l E AF

k

al

E k

med med k 6

1

2

112

11

121

2max +=⋅⋅+=⋅⋅+==

τ σ

τ τ

α

Observaţii:- tensiunile tangenţiale maxime din capetele cordoanelor, precum ş i

tensiunea tangen ţială minimă depind de raportul dintre lungimea cusă turiiş i grosimea acesteia, l / a;

- coeficientul de concentrare a tensiunilor depinde de lungimea cordonului,de caracterul cordonului ş i materialului de adaos, de sec ţiuneamaterialului de bază .

Pentru construc ţii obişnuite α k =1…8 .Rezultă că lungimea cordonului de sudur ă nu trebuie să fie prea mare, aceasta

fiind limitată prin standard la valoarea l max = 60a.Dacă sunt necesare cus ă turi mai lungi decât cele admise prin norme, acestea se

fac întrerupte la mijloc.Să presupunem c ă solicită rile sunt la limită , adică în platbandă : σ ef = σ a, iar în

cordonul de sudur ă : τ med = τ as . Dacă admitem τ as=0,5 σ a (se ia 0,5 faţă de 0,65 pentrucomoditatea calculelor), atunci:

al

E k

aE

lk

a

ak ⋅+=+=

61

21

121

σ

σ α

Valoarea constantei elastice k se determin ă analitic sau experimental ş i ea este1,1*106daN/cm2.

Cazul cusăturilor frontale În acest caz sarcinile care solicită îmbinarea se repartizeaz ă în funcţie de

raportul grosimilor platbandelor ş i de lungimea de suprapunere, astfel c ă distribuţia

tensiunilor este neuniformă .Fie îmbinarea cu cordoane frontale din figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


100

Dacă sudurile frontale sunt prea lungi, solicitarea acestora este neuniformă . Asupra fiecărui cordon va lucra o for ţă distinctă F 1, respectiv F 2 care se

regăse ş te ş i în por ţiunea de tablă dintre cordoane. Având în vedere c ă deformaţiiletotale din cele două table având grosimi diferite sunt egale, se poate scrie:

2211 llll Δ++=Δ++ δ δ

adică :

1221 ll Δ−Δ=−δ δ

Dacă cele două cordoane au acela ş i calibru -0,7min(s1,s2 )=a, se poate nota:

⎩⎨

⎧

=

=22

11

kF

kF

δ

δ

unde k este coeficientul de proportionalitate a deformatiei cu for ţa ce lucreaz ă asupracusă turii.

De asemenea, pentru por ţiunea de piese dintre cus ă turi se poate scrie:

⎪⎪⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅=⋅=⋅==Δ

⋅=⋅=⋅==Δ

22

22

22

222

11

11

11

111

F sF Ebsl

F EAl

F k l

F s

F Ebs

lF

EAl

F k l

β

β

În aceste condiţii, se obţine:

( ( ) ⎟⎟

⎠ ⎞

⎜⎜

⎝ ⎛ −=−

1

1

2

221 s

F sF

F F k β

sau:

⎟⎟ ⎠ ⎞

⎜⎜⎝ ⎛

−=− 1

1

2

221 s

F sF

F F α

8/17/2019 PSSI, 1-119


101

Având în vedere ş i că :

F 1+F 2 =F

prin rezolvarea sistemului format se găsesc:

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅++

+=

⋅++

+=

F ssss

ssF

F ssss

ssF

2121

122

2121

211

2)()(

2)()(

α α

α α

Se observ ă că pentru s1 = s2 = s se ob ţine F1 = F2 = F/2.Când îmbinarea are cus ă turi laterale ş i frontale, concentrarea de tensiuni se

ameliorează întro oarecare măsur ă , cu toate că s-a modificat gradul de rigiditate acusă turilor.

6. Tensiuni ş i deforma ţii remanente datorate sud ării6.1.Tensiuni remanente datorate sud ării Originea şi definirea tensiunilor remanente

Se numesc tensiuni proprii, interne sau remanente, tensiunile care exist ă încorp în lipsa for ţelor exterioare.

Apariţia tensiunilor proprii în construcţii este un fenomen foarte frecvent. Tijanitului după r ăcire, tinde să se contracte - apar tensiuni interne de trac ţiune în tija iar înplanele tablelor care se îmbină apar tensiuni de compresiune, figura a), toate acestetensiuni fiind în echilibru.

Intru-un profil I, datorită diferenţelor de grosime a tă lpiiş i a inimii după laminareare loc o r ăcire neuniformă , în final în tă lpi existând tensiuni de tracţiune, iar în inimă decompresiune a

şa cum se prezint

ă în figurab).

Tensiuni proprii iau naş tere ş i în piesele turnate ca urmare a r ăcirii neuniforme, laprelucrarea mecanic ă a pieselor prin aşchiere datorită deformatilor plastice, laprelucrarea metalelor prin presare ş i în multe alte cazuri. Un interes deosebit îl prezintă tensiunile proprii care se formează în construcţii în timpul sudării, acestea fiind denatur ă termică , datorându-se înc ă lzirii neuniforme a piesei care se sudează .

Tensiunile remanente din construc ţiile sudate pot fi considerate ca fiind rezultatultransformărilor structuraleş i de fază care se petrec în metalele ce se sudeaz ă . Apariţiastructurii martensitice pentru unele oţeluri la r ăcire, este înso ţită de o creş tere de volumcaracteristică , fenomen care este o surs ă a tensiunilor remanente.

După orientarea în spa ţiu aceste tensiuni pot fi monoaxiale, biaxiale sau plane,

triaxiale sau spa ţiale.

8/17/2019 PSSI, 1-119


102

La piesele sudate, tensiunile sunt întotdeauna spa ţiale dar dacă una sau dou ă din componentele tensiunilor proprii sunt foarte mici se consider ă convenţional că aceste tensiuni sunt biaxiale sau monoaxiale.

Fie două table îmbinate printr-un cordon de sudur ă .

Datorită cantităţ ii mari de caldur ă se produce dilatarea materialului de baz ă pe oanumită zonă astfel că la r ăcire se produc contrac ţii diferite ca mărime în cordon ş i înacesta.

Neglijând deformaţiile ş i tensiunile pe grosime se iau în considerare numaitensiunile σ1 ş i σ2 din planul tablelor. Acestea sunt în echilibru în absenţa sarcinilorexterioare.

În cazul tablelor cu grosimi mari , sudura se execută în mai multe straturi, astfelcă tensiunile care apar la r ăcirea primului strat se micşorează datorită depunerii ş i r ăciriicelui de al doilea strat ş i aşa mai departe. Pe m ăsura depunerii straturilor parteaanterioar ă devine tot mai rigidă . Dacă dilatarea ş i contracţia liber ă sunt impiedicate defor ţe exterioare apar tensiuni orientate.

Fie două bare fixate la câte un cap ă t ş i sudate cap la cap în aceast ă stare.

Datorită fixării capetelor, contracţia barelor la r ăcire este împiedicată . Tă indcapetele barelor se va constata scurtarea acestora cu Δa / 2 .

Elementele care au format structura sudat ă au fost obţinute prin diverseprocedee tehnologice: laminare, forjare, turnare sau au suferit tratamente termice în

urma că rora au ap ărut tensiuni remanente, de obicei necunoscute.Sarcinile exterioare, în cazul considerat obţinute prin fixarea capetelor, productensiuni care se suprapun peste starea anterioar ă . Variaţiile de temperatur ă produc ş iele tensiuni importante. Eforturile efective în totalitate pot depăş i limita de curgere ş idatorită plasticităţ tii metalului se produce o adaptare la noua stare, modificându-se întrun fel starea de tensiuni anterioar ă . Cu cât cantitatea de c ă ldur ă disipată în zona îmbină rii este mai mare cu atât deforma ţiile ş i tensiunile remanente sunt maipronunţate.

Cantitatea de caldur ă necesar ă este impus ă de asigurarea unei topiricorespunză toare a materialului pentru realizarea unei îmbină ri corecte. Tensiunileremanente ş i deformaţiile depind de:

- procedeul ş i regimul de sudare;- calitatea materialului, formaş i dimensiunile pieselor sudate;- rigiditatea îmbină riiş i a structurii pe ansamblu;

8/17/2019 PSSI, 1-119


103

- mărimea ş i sensul tensiunilor remanente anterioare sud ă rii. Aceste tensiuni remanente au ca efecte:

- ruperi fragile prin formarea unor vârfuri de solicitare care produc fisuri înspecial la materiale fragile;

- ruperi datorită propagă rii fisurilor la tensiuni remanente de întindere;- stă ri de tensiune biaxiale ş i triaxiale care fac materialul casant.

Considerând expresia tensiunii echivalente bazate pe lucrul mecanic deschimbare a formei:

13322123

22

21 ( σ σ σ σ σ σ σ σ σ σ ++−++=ech

se scoate de sub radical σ 1 ş i notând:

1

22 σ

σ =k ;1

33 σ

σ =k

se ob ţine:

)(1 332223

221 k k k k k k ech ++−++=σ σ

Dacă σ 1 > σ 2 > σ 3 ş i se ia drept bază de compara ţie limita de curgere a solicităriimonoaxiale la tracţiune, atunci se poate scrie:

)(1 33223

22

' k k k k k k cc ++−++=σ σ

unde σ c ’ este valoarea tensiunii principale σ 1 de la care începe curgerea în starea desolicitare spaţială considerată .Se mai poate scrie:

)(1 332223

22

'

k k k k k k c

c++−++

= σ σ

Dacă cele trei eforturi unitare sunt legate prin egalitatile:σ2 = σ3 = σ1 /2, atunci sevor obţine:

212

1

1

32 ===σ

σ k k

ş i deci:

σ c ’ =2 σ c .

adică materialul începe să curgă la o valoare a tensiunii dublă faţă de cazul solicită rii detracţiune monoaxială .

Deci, cu cât cele trei valori ale tensiunilor principale se apropie mai mult între ele

în starea spa ţială , respectiv cele două în starea plan ă , cu atât solicitarea spa ţialafavorizează mai mult comportarea fragilă a materialului.

8/17/2019 PSSI, 1-119


104

Cu alte cuvinte un oţel tenace la solicitările monoaxiale, poate deveni casant lasolicită ri biaxialeş i triaxiale, ruperea fiind favorizată de concentratorii de tensiuni.

Variaţia limitei de curgere ş i a rezistenţei de rupere pentru starea de eforturi lacare σ 2 = σ 3=k σ 1 , unde k are valori crescă toare, se poate vedea în figura urm ă toare:

unde s-au notat:− σc limita de curgere la tractiunea simpla;− εc alungirea la limita de curgere pentru tracţiune simpla;− ε1

* alungirea la limita de curgere pentru starea spatiala de solicitare (k ≠0). Se mai poate constata c ă pentru o anumită valoare a lui k , (k=0,6), se ob ţine

σ c =σ r . Metode pentru determinarea tensiunilor remanente datorate sud ării

a) Metode analiticeLa evaluarea influenţei tensiunilor de sudare asupra rezisten ţei construcţiilor

sudate nu se pot neglija celelalte tensiuni (de exemplu cele provocate de for ţele

exterioare) ş i nici modifică rile proprietăţ ilor materialului în locul de acţiune a diferitelortensiuni. Este necesar s ă fie luată în considerare complexitatea tuturor factorilor creaţide procesul de sudare. Pentru a putea lua în considerare influen ţa tensiunilor care iaunaş tere în cursul sudă rii se folosesc modele cu care se determin ă pe baze matematicedistribuţia câmpului de tensiuni. În multe cazuri pentru uşurarea calculelor se introduceo serie de ipoteze simplificatoare. Numă rul necunoscutelor fiind foarte mare, uneoricâteva zeci sau sute, calculul se face numai pe calculatoare numerice, în func ţie demetoda aleas ă putându-se realiza precizii foarte ridicate, de exemplu metodaelementului finit.

b) Metode analitico-experimentale

Determinarea experimentală a tensiunilor remanente se folose ş te pe scar ă largafiind mai uşor de aplicat. Ca metode experimentale se deosebesc cele fizice ş i celemecanice. Prin metodele tensometriei electrice rezistive ş i fotoelectricităţ ii se determină o serie de m ărimi caracteristice, de exemplu deformaţii, care introduse în relaţiimatematice, de exemplu legă turi între tensiuni ş i deformaţii, permit determinareavalorilor tensiunilor remanente.

La baza metodelor mecanice st ă determinarea deforma ţiilor elastice care apar îndiferite păr ţi ale piesei, după ce din aceasta se deta şeaz ă por ţiuni prin diferite procedeeprecum rabotare, strunjire, găurire, etc.

Astfel, pentru plăci sudate cap la cap, grinzi cu sec ţiunea I sau T se sec ţionează benzi late de 15-18mm. După sec ţionare for ţelor interioare din benzi dispar ş i în fiecaredin ele, tensiunea va fie gală cu:

8/17/2019 PSSI, 1-119


105

E l

ll E ⋅

−== 10ε σ

unde:− l – este lungimea benzii înainte de sec ţionare;− l 1 – lungimea benzii după sec ţionare.

Deformaţiile obţinute după sec ţionare arată că în fibra corespunză toare a pieseiintregi, existau tensiuni remanente.

Precizia determină rii tensiunilor remanente în cadrul acestei metode depinde dedoi factori:

− procesul de sec ţ ionare, care prin natura lui provoacă în margini deformaţiiplastice ş i tensiuni remanente;

− l ăţ imea benzii (15-18mm), care permite obţinerea unei valori medii a tensiunii ceacţionează în piesă pe intervalul considerat.

Procedeul de determinare a tensiunilor remanente analizat este simplu, darprezintă dezavantajul că necesită distrugerea întregii piese (construcţii) ş i în plus

precizia măsur ă rii este destul de redus ă .Să consider ăm o bar ă fixată rigid la cele două capete ş i având trasate pe fe ţelesuperioar ă ş i inferioar ă câte dou ă repere. Dac ă se înlă tur ă legă tura rigidă se vaconstata scurtarea barei ş i prin măsurarea distan ţei dinte repere se vor putea determinadeformaţiile specifice 1ε ş i 2ε pe feţele menţionate.

Admiţând o distribuţie liniar ă a deformaţiei specifice pe înă lţime se poate spunecă în fibra medie , aceasta are valoarea :

221

0ε ε

ε +=

La o distanţă oarecare – y – faţă de fibra medie se poate scrie deforma ţiaspecifică sub forma :

h y

h y

y y y

222

)( 21212100 ⋅

−++=⇒−+=Δ+= ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε ε

Tensiunea la aceea ş i distanţă va fi:

⎟ ⎠ ⎞

⎜⎝ ⎛

⋅−++=⋅=

h y

E E y J

222

2121 ε ε ε ε ε σ

8/17/2019 PSSI, 1-119


106

Dacă se taie fâ ş ii din piesă se reduce în ă lţimea h, se ajunge la o nou ă stare de

echilibru, deci vor fi alte tensiuni remanente. Prin detaşarea de fâ ş ii succesive se poateurmări variaţia tensiunilor remanente până dispar sau aproape dispar.

Din cele prezentate se poate constata c ă metoda mecanic ă este o metod ă distructivă ş i deci neeconomică . O importanţă deosebită o prezintă cunoaş terea

tensiunilor remanente întro piesă (construcţie) care să poată fi utilizată . Acest lucru sepoate realiza folosind metode nedistructive care în general se bazeaz ă pe măsurareadeforamaţiilor pe cale tensomatică , ultrasonică , electromagnetică , introducerea valorilormăsurate în rela ţii ce exprimă legă turi între tensiuni ş i deformaţii ş i determinarea princalcul a tensiunilor.

1. Metoda Rosenthal şi Norton (distructiv ă )Se consired ă o piesă (construcţie) sudată din care se vor deta şa fâş ii în vederea

determinării tensiunilor remanente. Pe suprafaţa unde se determin ă tensiunileremanente se lipesc m ă rci tensometrice pe direcţia longitudinală ş i transversală acordonului de sudur ă , aşa cum se prezintă în figura urmă toare:

Prin decuparea de fâ ş ii din structur ă , cuprinzând ş i mă rcile tensometrice legatela o punte tensometrică , are loc stabilirea unei noi stări de echilibru. Datorită reorientăriitensiunilor în epruveta deta

şat

ă, aceasta se deformeaz

ă şi are loc a

şa numita relaxare

a tensiunilor. Cu ajutorul mărcilor tensometrice legate la puntea tensometrică semăsoar ă deformaţia specifică a por ţiunii respective, atât pe partea superioar ă cât ş i pecea inferioar ă . Valorile găsite se introduc în relaţiile de legă tur ă cu tensiunile,calculându-le pe acestea din urma.

2. Metoda Bauman ( distructiv ă )Metoda se aplică pentru cusă turi cu grosime mare unde apare evident

componenta tensiunilor remanente pe direc ţia grosimii, putând determina astfeltensiunile triaxiale.

Pe o tija filetată la un capă t se lipesc mărcile tensometrice. Astfel pregă tite oserie de tije, se în şurubează în găuri filetate practicate în construcţia sudată ş i orientate

după direcţiile principale ale tensiunilor remanente.Găurile sunt realizate în trepte pentru a perminte pă trunderea mă rcilortensometrice, împreună cu legă turile electrice ale acestora, a şa cum se prezintă înfigura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


107

Mărcile fiind cuplate la puntea tensometrică după înfiletare, valoarea citită seconsider ă ca valoare “zero” a deformaţiei specifice. Se decupeaz ă din piesă o epruvetă cu dimensiunile 40 x 40 egală cu elementele de m ăsurare. Prin redistribuirea tensiunilormărcile tensometrice vor înregistra o nouă deformaţie. Făcând diferenţa dintre cele

două citiri ce exprimă deformaţiile înainte ş i după înlă turarea tensiunilor remanente sedetermină deformaţiile specifice xε , yε , zε , cu care se pot determina prin calcultensiunile remanente din îmbinare.

3. Metoda extensometrelor (nedistructiv ă )Extensometrele sunt aparate care permit m ăsurarea deforma ţiilor, gama

constructivă fiind foarte largă .

Constructiv acestea con ţin pe un corp prevăzut cu mâner, o pârghie deamplificare a deplasărilor care se transmit la un comparator. În vederea măsur ăriideformaţiilor aparatul se montează pe două bile ş i se deblocheaz ă de la o pârghie dedeblocare. Distanţa între bile poate fi 20, 40 ,60 ş i 100 mm. În urma solicitării piesei sepoate citi la comparatorul reglat în prealabil la zero, deformaţia Δl o, amplificată prinpârghie într-un raport corespunză tor lungimilor braţelor acesteia. Mărimile măsurate seintroduc în relaţiile de legă tur ă cu tensiunile remanente, determinâdu-le prin calcul peacestea din urm ă .

4. Metode folosind ultrasunete ( nedistructive)Metodele se bazeaz ă pe dependen ţa dintre viteza de propagare a undelor

ultrasonice transversale ş i tensiunile interne din materialul supus probelor. Undeleultrasonice se emit perpendicular pe direcţia tensiunilor ş i se măsoar ă cu aparatespeciale viteza de propagare a acestora, care apoi se converte ş te în tensiuni.

5. Metode electromagnetice ( nedistructive)Principiul metodei constă în variaţia proprietăţ ilor magnetice ale materialelor

feromagnetice sub influenţa tensiunilor din material. Pentru măsuratori se foloseş te untraductor elecomagnetic , ca în figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


108

Electromagnetul A produce un câmp magnetic care se închide prin pies ă . Oparte din liniile câmpului magnetic trecş i prin bobina cu miez de ferită B, inducând uncurent care va fi funcţie de tensiunile din material.

S-a constatat c ă la variaţia tensiunilor variază amplitudinea armonicelor cu soţ.Cu creş terea câmpului de magnetizare dat de elecotromagnet se m ăreş te sensibilitateatraductorului.

Epruvetele trebuie iniţial să fie demagnetizate pentru a nu ob ţine rezultateeronate. Pentrui a se etalona schema de lucru se solicit ă epruveta cu for ţe cunoscute,determinând tensiunile ş i urmă rind indicaţiile aparatului.

6.2 . Deformaţiile remanente datorate sud ării Formarea şi clasificarea deformaţ iile remanenteDeformaţiile datorate sudării se evidenţiază în urma încă lzirii locale sau generale

a pieselor în timpul procesului. Acestea se pot clasifica după cauza care le provoac ă ş idupă modul de modificare a formei elementelor sudate.

a) Din punctul de vedere al cauzei care le provoacă se disting:- deformaţ ii termice libere. Acestea pot ap ărea datorită încă lzirii uniformeş i

prezen ţa nu duce la crearea de for ţe interioare ş i nici la deformarea reţeleiatomice a metalului. Notarea acestor deforma ţii se face cu ε T .

- deformaţ ii provocate de for ţ e interioare. Acestea sunt de natur ă elastoplastică ş idetermină condiţiile de rezistenţă ş i de rupere a elementelor. Aceste deforma ţiise noteaz ă cu ε .

- deformaţ ii datorate modific ării formei elementelor. Acestea sunt provocate deacţiunea combinată a temperaturii ş i for ţelor interioare. For ţele interioare sedatorează reac ţiunilor de legă tura dintre zonele diferit încă lzite ale pieselor carese sudeaz ă sau reac ţiunilor de fixare a construcţiei în plan. Notarea lor se facecu ε f .

La sudarea construc ţiilor, aceste deformaţii se manifestă în permanen ţă , astfelcă se poate scrie :

ε ε ε += T f sau ε ε ε −= f

b) Din punctul de vedere al modifică rii formei elementelor se disting:- deformaţ ii generale. Acestea se manifest ă prin modificarea dimensiunilorş i

formei elementelor sau ansamblului sudat pe toată întinderea acestuia, eleputând fi longitudinale sau transversale.

- deformaţ ii locale. Sunt considerate acelea care produc modificareadimensiunilor sau formei secţiunilor transversale sau numai a unei păr ţi dinelement, f ăr ă a influenţa forma ş i dimensiunile elementului în întregime. Deformaţ ii plastice la sudare

8/17/2019 PSSI, 1-119


109

Datorită temperaturilor destul de mari la care se petrece procesul de sudare,deformaţiile plastice produse sunt destul de importante , distingându-se :

a) deformaţ ii plastice de alunecare. Acestea se datoreaz ă deplasă rilor ireversibile în planele cristalelor, deplasări de alunecare internă ş i de clivaj. O particularitatea acestor deforma ţii este aceea c ă deplasarea se face prin gr ăunţii de metal ş iduce la distrugeri transcristaline.

b) deformaţ ii plastice de difuzie sau plasticitate de difuzie. Acestea se dezvolt ă pesuprafaţa gr ăunţilor cristaliniş i duce la distrugeri intercristaline.Formarea deformaţiilor plastice de alunecare ş i de difuzie este determinată de

câteva condiţii cum ar fi: mărimea gr ăunţilor cristalini, temperaturaş i viteza desf ăş ur ă riideformaţiilor. Astfel, când structura este cu gr ăunţii fini, raportul între suprafaţagr ăunţilor este mai mare decât la o structura cu gr ăunţi mari, plasticitatea de difuzie sedezvoltă mai intens ş i invers, când structura este cu gr ăunţi mari, plasticitatea dealunecare este mai intens ă .

Experimental s-a stabilit că pe măsura cre ş terii temperaturii se dezvoltă cuprecădere deformaţiile de difuzieş i se reduc cele de alunecare în timp ce la temperaturirelativ mici încep să predomine deformaţiile de alunecare faţă de cele de difuzie .

Mărirea vitezei de deformaţie contribuie la dezvoltarea plasticităţ ii de difuzie. În realitate, la temperaturi mai mari, în metal se întâlnesc doar rareori deformaţiide alunecare sau de difuzie în formă pur ă ; în majoritatea cazurilor un aspect aldeformaţiile plastice fiind însoţit de al doilea, dar una din formele de deformaţie plastică predomină .

Din legă tura temperatur ă – viteză de deformare, prezentat ă în figura urmă toare:

se disting zonele de deforma ţie în funcţie de temperatur ă :- Zona I – deformaţii prin difuzie care se formează la temperaturi relativ mariş i

viteze de deformare mici;- Zona II – deformaţii de alunecare care apar la temperaturi relativ joase ş i la

viteze mari de deformare;

- Zona III – deformaţii plastice combinate.Diferitele forme de deformaţii plasticee duc la diferite forme de rupere ametalului. Datorită deformaţiilor de alunecare predominante ruperea se produce princristale ş i se numeş te intercristalină . Aceste ruperi apar de obicei datorită unui lucrumecanic ( energie) considerabil ş i constituie ruperi cu caracter plastic. Deformaţiile dedifuzie provoacă ruperi între cristale ş i se numesc intercristaline, având loc datorită unuilucru mecanic (energie) redus, iar ruperea are un caracter fragil.

Metode pentru determinarea deformaţ iileMetodele pentru determinare deformaţiile se pot împă r ţi în două mari grupe:

experimentale ş i analitice. Dintre acestea :a) metoda diferenţ ial ă pentru determinarea deforma ţiilor elastoplastice, este o

metodă experimentală care î ş i trage numele de la relaţia: T f ε ε ε −= careexprimă diferenţa dintre deformaţiile specifice pentru modificarea formei ş ideformaţiile specifice termice.

8/17/2019 PSSI, 1-119


110

Mărimea deformaţiilor datorită modifică rii formei, se determină cu ajutorul unuitensometru mecanic. Aparatul se a şează pe marginea elementului care urmeaz ă a fisudat ş i măsoar ă deformaţia în direcţia care intereseaz ă . Determinarea deformatieitermice libere se face cu ajutorul unui dilatometru. Curbele dilatometrice carecaracterizeaz ă deformaţiile termice libere au forme specifice fiecă rui oţel. Din acestmotiv determinările se fac pe modele, plăci sau table de diferite forme ş i dimensiuni din

acelaş i material cu cel al pieselor care se sudeaz ă ş i în aceleaş i condiţii de sudare.b) metode analitice Existenţa în construcţia sudată a tensiunilor remanente, interior echilibrate face

ca la orice ac ţiune ulterioar ă asupra construc ţiei sudate s ă apar ă deformaţii secundare. Acest lucru se datoreaz ă deformaţiilor plastice localeş i modifică rii echilibrului for ţelorinterioare. Deformaţiile secundare care iau na ş tere prin aplicarea unei sarciniexterioare, prin execuţia unor prelucr ă ri mecanice sau prin tratamente termice pot fidirijate pentru îndreptarea construcţiei sudate. Nu trebuie uitat că remedierea unei p ă r ţia construc ţiei, provoacă în mod inevitabil deformaţii sau tensiuni în restul construcţiei, lafel precum încercă rile de probă .

După cum se vede precizia construc ţiilor sudate depinde de mai mulţi factori, iarpentru evaluarea influenţei lor sunt necesare calcule care s ă ţină seama de deforma ţiiledatorate sud ă rii.

Teoria generală a deformaţiilorş i tensiunilor la sudare permite să se determineatât deformaţiile finale (remanente), cât ş i cele temporare, care iau na ş tere ş i sedezvoltă în procesul de sudare.

Deformaţiile remanente, care intereseaz ă la proiectarea ş i execuţia construcţiilorsudate, pot fi determinate analitic cu ajutorul unor relaţii mai simple cu suficientă precizie care se verifică experimental.

Relaţiile care se folosesc la determinarea deforma ţiilor sunt deduse în ipoteza că asamblarea elementelor în vederea sud ării asigur ă o rigiditate suficientă ş i astfelcusă tura sudată poate fii considerată ca un rând de sudur ă ce se depune pe un elementrigid.

Determinarea analitic ă a contrac ţ iei la sudareDeformaţiile ş i tensiunile remanente la sudare sunt cauzate în principal de

contracţiile transversale ş i longitudinale. Dacă manifestarea liber ă a contracţiilorlongitudinale este împiedicata de rigiditatea plăcii, apă rând tensiuni remanenteimportante, în schimb contracţiile transversale se manifestă liber, ele putând fideterminate pe cale analitică .

Astfel pentru cazul din figura urmă toare:

expresia contrac ţiei transversale are forma:

T bT T bbbb Δ=−=−=Δ α α )( 12'

8/17/2019 PSSI, 1-119


111

unde α - este coeficientul de contracţie a materialului.Diferenţa de temperatur ă se poate determina pe baza unei ecua ţii de bilanţ

caloric de forma:

QsQp ⋅=η

unde:- Q p – este cantitatea de c ă ldur ă primită de structura sudat ă ;- Qs – cantitatea de c ă ldur ă provenită la sudare, prin arcul electric;- η - randamentul transferului de energie, funcţie de procedeul de sudare aplicat

(manual , sub strat de flux,…)Cantitatea de c ă ldur ă dată de arcul electric are expresia :

t I U Qs ⋅⋅⋅= 24,0

în care :

- U – este tensiunea la care se produce arcul electric;- I – curentul arcului electric;- t – timpul existenţei arcului.

Cantitatea de c ă ldur ă primită de structura sudat ă este :

T csblT cV T mcQp Δ⋅⋅⋅⋅⋅=Δ⋅⋅⋅=Δ= γ γ

unde:‐ m – este masa pl ăcilor care se sudeaz ă ;‐ V – volumul plăcilor care se sudeaz ă ;‐ l,b,s – dimensiunile plăcilor;‐ γ - greutatea specifică a materialului plăcilor;‐ c - că ldura specifică a materialului plăcilor.

Plecând de la expresia bilan ţului termic, se poate scrie :

T csblt I U Δ⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅ γ η 24,0

de unde se poate ob ţine:

lbscUIt

T γ

η 24,0=Δ

Ţinând seama de expresia contrac ţiei transversale, aceasta devine:

lsUIt

clbscUIt

bb η

γ α

γ η

α 24,024,0

⋅==Δ

Observând că :

lqlUIt =η 24,0

este energia liniar ă folosită la sudare, se poate scrie:

8/17/2019 PSSI, 1-119


112

s

q

cb l

⋅=Δγ α

Contracţia transversală relativă va fi în acest caz :

A

q

csb

q

cbb ll

b ⋅=⋅=Δ

= γ α

γ α

ε

Contracţia longitudinală este mai mică ş i are expresia:

Aq

cl

l ⋅⋅

⋅=γ α

ε 335,0

Tensiunile remanente vor putea fi determinate pe baza legii lui Hooke, exprimateprin relaţiile:

⎩⎨⎧

⋅=⋅= E

E

ll

bb

ε σ

ε σ

Metoda este îns ă aproximativă întrucât nu pune în evidenţă influenţa rostului îmbină rii asupra valorilor obţinute. În cazul determină rii experimentale a contracţieitransversale la sudarea manual ă cu arc electric s-a ob ţinut dependen ţa din figuraurmă toare:

Este evidentă influenţa prelucr ă rii marginilor înainte de sudare asupra mă rimiicontracţiei transversale.

Determinarea analitica a deformaţ iei localeDeformaţiile locale care iau naş tere la sudare sunt determinate de 2 cauze:

deformaţiile unghiulare din cauza lăţ imii variabile a cusă turii sau din cauza sudă rii înmai multe straturiş i pierderea stabilităţ ii tablelor în zona comprimată din cauza scurtă riilongitudinale a cusă turiiş i a zonelor vecine ei.

La sudarea unor îmbină ri cap la cap cu rost în V, tablele care se sudeaz ă se vorroti una în raport cu alta cu un unghi care poate fi determinat în mod aproximativ.

Pornind de la figura urmă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


8/17/2019 PSSI, 1-119


114

sb

T m Δ= α β

în care m este un coeficient ce depinde de regimul de sudare ş i forma zonei de topireş i care poate fi determinat cu ajutorul diagramelor în functie de raportul ql /bs.

La execuţia cusă turilor sudate cu diferite regimuri , forma zonei topite se modifică ş i în mod corespunză tor se schimbă ş i mă rimea deformaţiilor unghiulare.

6.3. Măsuri pentru prevenirea ş i combaterea tensiunilor ş i deforma ţiilorremanente

Executarea construc ţiilor sudate cu respectarea dimensiunilor ş i formelor dinproiect întâmpină dificultăţ i importante atât ca urmare a preciziei insuficiente asemifabricatelor ( laminate, turnate , forjate) câtş i datorită deformaţiilor la sudare.

Prezen ţa tensiunilor remanente relativ ridicate în ansamblele sudate influenţeaz ă capacitatea lor de rezisten ţă ( încă rcare), în cele mai multe cazuri micşorând-o. Îngeneral o stare complex ă de tensiuni în ansamblele sudate conduce la ruperi fragile ş ila micşorarea rezisten ţei lor la oboseală .

Apariţia tensiunilor ş i deformaţiilor remanente în construcţiile sudate constituieun dezavantaj care poate fi diminuat dacă la proiectare ş i execuţie se iau în considerareo serie de m ăsuri constructive sau tehnologice.

Măsurile constructive se refer ă la forma, mărimea ş i locul de plasare a îmbină rilor sudate în diferitele ansamble, la formaş i mărimea cusă turilor sudate.

Măsurile tehnologice se refer ă la regimul ş i ordinea de sudare, detensionareapar ţială sau totală a ansamblelor sudate , realizarea unor deforma ţii inverse ş iprelucrarea mecanic ă în etape.

M ăsuri constructive

Poziţia cusă turilor sudate într-un ansamblu trebuie aleasă astfel încât momenteleeforturilor de contracţie care apar în zonele cu deforma ţii plastice să se echilibreze înraport cu axa geometrică .

Proiectarea mărimii ş i poziţiei cusă turilor sudate trebuie astfel stabilită încâtsuma momentelor statice ale volumelor sudurilor în raport cu axa geometrică aansamblului să fie un minimum sau zero.

Ansamblele la care nu se respect ă aceast ă condiţie, fie că vor avea tensiuniremanente foarte mari , fie că se vor deforma foarte mult, în funcţie de rigiditatea lor.

În general elementele lungi cu suduri nesimetrice se deformează mult, iarelementele cu suduri simetrice vor avea deforma ţii foarte mici, datorate numai factorilortehnologici cum sunt regimulş i ordinea de sudare.

În privinţa mărimii ( grosimii) cusă turilor sudate, acestea trebuie executateconform proiectului. Îngroşă rile nejustificate ale cusă turilor sudate nu sporesc rezisten ţa

8/17/2019 PSSI, 1-119


115

acestora ci pe de o parte conduc la cre ş terea tensiunilor ş i deformaţiilor remanente, iarpe de altă parte reduc substan ţial rezistenţa la oboseal ă a construc ţiilor sudate.

M ăsuri tehnologice1.regimul de sudare, caracterizat prin valoarea energiei liniare lq , influenţeaz ă în

mare măsur ă formarea tensiunilor ş i deformaţiilor remanente la sudare, a că rormărimi sunt direct propor ţionale cu acesta.

Sudurile cu sec ţiune mare (grosime mare) necesit ă la execuţie energii liniaremari ş i ca urmare vor lua naş tere tensiuni ş i deformaţii remanente importante. Pentrudiminuarea acestora în locul sudurilor scurte ş i groase se prefer ă sudurile mai lungiş imai subţiri cu secţiune echivalentă , sau se execut ă suduri în mai multe straturi.

2.stabilirea în mod raţ ional a ordinii de asamblare şi sudare în timpul execuţieiansamblelor sudate a c ă ror secţiune variază , pentru a rezulta tensiuni ş ideformaţii cât mai mici.

Fie grinda cheson sudat ă în două variante, aşa cum se prezint ă în figuraurmă toare:

Curbura totală a grinzii sudate după varianta a) este mult mai mare decât încazul variantei b).

Pentru a rezulta o deforma ţie ş i mai mică se pot lua ş i alte măsuri tehnologicecum ar fi: sudarea simultană a cus ă turilor Iş i II, respectiv IIIş i IV, după varianta b);sudarea s ă se înceap ă de la mijlocul grinzii spre capete.

În cazul cusă turilor de lungime mare se vor executa por ţiuni de 100…200 mm,pentru care s ă se consume un num ă r întreg de electrozi în una din varianteleprezentate în figura urmă toare:

Deformaţiile vor fi reduse comparativ cu cazul cusă turii continue întrucât că ldura

introdusă în îmbinare se repartizeaz ă mai uniform pe secţiunea acesteia. În cazul cusă turilor cu mai multe straturi se procedează ca în figura urmă toare:

Dacă o foaie de tabla se ob ţine din table mai mici îmbinate prin sudur ă , atuncieste indicat a se respecta ordinea din figura urm ă toare:

8/17/2019 PSSI, 1-119


116

3.detensionarea se foloseş te pentru construc ţii din elemente cu grosimi mari sauatunci când se impun condiţii ca tensiunile remanente să fie cât mai mici.

Multe din structurile sudate sufer ă prelucr ă ri mecanice ulterioare (carcase, ro ţidinţate, construc ţii sudate, etc), astfel că prin îndepărtarea de straturi de material seproduce o reorientare a tensiunilor interne care pot avea influenţă asupra precizieidimensionale cerute la asamblare sau necesar ă scopului funcţional (angrenare).

Detensionarea trebuie f ăcută la temperaturi ş i durate rezultate din cercetăriexperimentale adecvate. Ciclul termic trebuie să ţină seama de st ările de tensiune

admise ş i de economia de energie. Se recomand ă temperaturi de detensionare maiscăzute pentru evitarea oxidă riiş i a alter ărilor de ordin metalurgic. În general în vedereadetensionă rii se procedeaz ă la încă lzirea par ţială sau totală la temperaturi de 650 –680°C a ansamblelor sudate, men ţinerea lor la aceast ă temperatur ă timp de 2-3 minuteş i apoi r ăcirea lentă .

Pentru stabilirea pe cale experimentală a regimului optim de detensionare sefoloseş te o epruvetă cadru cu dimensiuni funcţie de grosimea cadrelor care sesudeaz ă , pe care se execut ă o cusă tura transversală MN, aşa cum se prezintă în figuraurmă toare:

Tă ind por ţiunea PQ se va constata efectul contrac ţiei transversale datoratcusă turii sudate. Executând un numă r de 3…8 epruvete de acela ş i tip, acestea sesudeaz ă cu acela ş i regim ş i apoi se detensioneaz ă cu regimuri diferite. După tă iereafantei PQ se măsoar ă distanţa k’ , regimul cel mai indicat fiind acela pentru carek’ esteminim.

Dacă se consider ă h 0 = k 0 ’- k în cazul neaplică rii unui tratament termic dedetensionare ş i h 0 = k i ’- k în cazul aplică rii detensionă rii, atunci valoarea relaxă rii saudetensionă rii este dată de relaţia:

%1000

0 ⋅−=

hhh

r i .

4. preînc ălzirea introduce în elementele ce urmeaz ă a fi sudate o cantitate decă

ldur ă

care produce o uniformizare a câmpului termicşi are ca efect deforma

ţii

datorită dilataţiei ş i contracţiei mai uniforme, tensiuni interne mai mici.

8/17/2019 PSSI, 1-119


117

S-a văzut că deformaţiile sunt propor ţionale cu diferenţa de temperatur ă întremomentele iniţial ş i final ale procesului de sudare ş i prin preîncă lzire se reduce tocmaiaceast ă diferenţă prin ridicarea temperaturii la momentul iniţial.

Aceasta se aplic ă pentru oţeluri care prezintă dificultăţ i la sudare ş i la grosimimari, chiar dacă oţelul are o sudabilitate bună . Temperatura de preînc ă lzire sedetermină prin diferite metode ( ex: metoda carbonului echivalent).

Preîncă lzirea măreş te însă preţul, atât prin însuş i procesul de preîncă lzire cât ş iprin măsurile necesare pentru desf ăş urarea lucrului (acoperire cu plăci de azbest,dispozitive,…).

5.aşezarea corespunz ătoare a elementelor ce urmeaz ă a fi sudate are la baz ă cunoaş terea deforma ţiilor ce pot apă rea în anumite situaţii.

În cazul sudării cap la cap se foloseş te un suport aşezat sub marginile tablelor ceurmează a fi sudate ş i care permite înclinarea acestora cu un unghii cunoscut, situa ţieprezentată în figura…a):

Pentru table având grosimi s = 12...40 mm, se asigur ă o înclinare 082 ÷=α . În cazul sudurilor de colţ se asigur ă de asemenea o înclinare ini ţiala a tablelor,

aşa cum se prezintă în figura …b). Această înclinare este recomandat ă în raport cu grosimea cordonului de sudur ă

ş i are urmă toarele valori:

‐ a = 5mm - α = 10

‐ a= 7mm - α = 3 0 ‐ a= 9mm - α = 7 0 ‐ a= 12,5mm - α = 13 0

6.crearea unor deforma ţ ii mecanice inverse celor produse la sudare, se aplic ă pentru ca ansamblele sudate, în special grinzile sudate, s ă r ămână drepte după sudare.

Deformaţiile mecanice inverse se pot realiza separat pentru fiecare element dincomponen ţa ansamblului sudat ş i care apoi se asambleaz ă prin sudare, sau peansamblul prins cu suduri provizorii. În ambele cazuri deformaţia inversă se realizeaz ă prin aplicarea unor for

ţe sau momente asupra ansamblului sau asupra elementelor

componente. Astfel la sudarea unui element cu sec ţiunea T, format din talpă ş i inimă , care

întotdeauna se deformeaz ă , se pot încovoia invers separat inima ş i separat talpa, sauelementul asamblat cu suduri provizorii.

8/17/2019 PSSI, 1-119


118

Experimental s-a constatat că pentru grinda T având cusă turi de colţ , trebuieaplicată înainte de sudare o deforma ţie egală cu:

KI ela

f 22Σ=

unde :− a – este grosimea cus ă turilor;− e – distanţa cus ă turilor la axa neutr ă a grinzii;− I – momentul de iner ţie al sec ţiunii grinzii;− K – coeficient termic care are valorile:K = 160 pentru electrozi neînveliţi, K= 95

pentru electrozi înveliţi, K = 65 pentru sudare cu flacă r ă . În exemplul anterior s-a avut în vedere deformaţia pe lungime. Dacă se ia în

consideraţie deformaţia tă lpii, s-a constatat experimental că acesteia trebuie s ă i seaplice o deformaţie inversă în mărime de:

t bac

30⋅=

unde semnificaţia factorilor este prezentata în figura urmă toare:

Tot în figur ă este prezentat ş i un dispozitiv cu şurub ş i pârghii capabil să realizeze deformaţia iniţiala din talpă . Mărimea necesar ă a deformaţiei înainte desudare se mai poate determina pe baza diagramelor trasate la diverse probe.

7. prelucrarea mecanic ă în trepte. Într-un ansamblu sudat, tensiunile remanente sunt în echilibru ş i îsi păstreaz ă

caracteristicile atâta vreme cât nu se ac ţionează asupra acestuia. Unele ansamble

8/17/2019 PSSI, 1-119


necesită însă prelucr ă ri mecanice pentru îndepă rtarea surplusului de material, ceea ceface să se modifice echilibrul for ţelor interioare ş i ca urmare să apar ă aşa numiteledeformaţii secundare. Pentru reducerea acestor deforma ţii secundare este indicat ă prelucrarea mecanica în trepte (etape), când surplusul de material se îndep ă rtează îndouă – trei trepte, de fiecare dată ansamblul sudat fiind lăsat liber pentru relaxare.Pentru ultima etapă se las ă un surplus de material mic ş i deformaţiile secundare vor fiş i

ele mici.8.metodele mecanice de reducere a tensiunilor remanente sunt urm ă toarele:‐ v ăl ţ uirea;

Vă lţuirea construcţiilor sudate este o metodă mecanică ce poate fi executată lacald sau la rece pentru suduri executate în mai multe straturi, cu un grad de deformarecare s ă elimine ecruisajul. Deformarea duce la micşorarea vârfurilor de tensiuni ş i închide unele microfisuri. Se recomandă să se execute strat cu strat.

‐ cioc ănirea;Ciocănirea la rece sau la cald ( 100 -150 °C) se face în cazul pieselor cu grosimi

mari în regiunea sudurii ş i în vecină tatea acesteia. Cioc ănirea la cald se face mai rar întrucât dacă structura are o temperatur ă de 200-350°C, oţelul este fragil ş i se producfisuri.

‐ vibrodetensionarea;. Vibrodetensionarea const ă în aplicarea asupra construc ţiei a unei for ţe

perturbatoare cu frecven ţa reglată pentru a aduce structura în apropierea rezonan ţei(frecvenţa for ţei perturbatoare s ă fie egală cu una din frecventele proprii aleconstrucţiei). Tensiunile remanente se reduc cu 70-90%. Procedeul este economic maiales pentru structuri mari unde nu se pot aplica cu succes metode termice.

‐ îndreptarea. Îndreptarea este o metod ă mecanică ce se aplic ă construcţiilor de gabarit mare

cu ajutorul unor prese hidraulice ş i dispozitive adecvate.

PSSI, 1-119

Documents

Transcript of PSSI, 1-119