“tërheqja e copave dhe sforcimet e brëndshme në procesin e saldimit

Tërheqja e copave dhe sforcimet e brëndshme në procesin e saldimit

Msc.Ing.Klodian Gumeni 1

REPUBLIKA E SHQIPERISE UNIVERSITETI POLITEKNIK I TIRANËS

FAKULTETI I INXHINJERISE MEKANIKE Departamenti i Prodhimit dhe Menaxhimit

Tema: “Tërheqja e copave dhe sforcimet e brëndshme në procesin e saldimit”

DISERTACION

Për gradën: Doktor

DISERTANT: UDHËHEQËS: Msc. Ing. Klodian GUMENI Akademik. Jorgaq KAÇANI Mbrohet me dt. 28.12.2012 para Jurisë:

1. Prof.Dr.Vladimir Nika Kryetar 2. Prof.Dr.Vladimir Kasemi Anëtar (Oponent) 3. Dr.Odhisea Koça Anëtar (Oponent) 4. Dr.Jordan Misja Anëtar 5. Dr.Fatos Miraçi Anëtar

Tiranë, 2012



PËRMBAJTJA E LËNDËS FAQE Përmbledhje…………………………………………………… 5 KAPITULLI I

1. FENOMENET TERMIKE NE SALDIM

1.1 Termofizika dhe termodinamika e metaleve ……………………………… 6 1.1.1 Llojet e transmetimit të nxehtësise………………………………………………. 6 1.1.2 Koeficientët e bymimit termik……………………………………………………. 7

1.1.3 Ndikimimi i temperaturës në karakteristikat mekanike të metaleve……………… …. 7

1.2 Analiza dhe vlerësimi termik i procedurave të saldimit ………………………… 8

1.2.1 Konsiderata të përgjithshme ………………………………………………………… 8 1.2.2 Solidi termik …………………………………………………………………………. 10 1.2.3 Ciklet termike ……………………………………………………………………….. 12

1.3 Mënyrat e llogaritjes së shpejtësisë së ftohjes …………………………………. 15

1.4 Metodat e matjes së temperatures, të përdorura në këtë studim ………………… 21

1.4.1 Të pergjithshme ……………………………………………………………………… 21 1.4.2 Matja e cikleve termikë ……………………………………………………………… 22

KAPITULLI II

2. ORIGJINA E TËRHEQJES SË COPAVE NË SALDIM

2.1 Të përgjithshme ………………………………………………………………………… 23

2.1.1 Ngrohja uniforme e penguar …………………………………………………………… 23

2.1.2 Ngrohja jouniforme ……………………………………………………………………. 25

2.2 Tërheqja transversale ……………………………………………………………… 27

2.2.1 Nyjet kokë më kokë …………………………………………………………………… 27

2.2.2 Nyjet T ………………………………………………………………………………….. 30

2.3 Tërheqja gjatësore …………………………………………………………… 36

KAPITULLI III

3. ORIGJINA E SFORCIMEVE TË BRËNDSHME NË SALDIM …………… 39

3.1 Të përgjithshme ………………………………………………………………... 39

3.2 Sforcimet transversale e gjatësore në nyjet kokë më kokë …………………. 40

3.3 Shpërndarja e sforcimeve të brëndshme në drejtim të trashësisë………….. 43



3.4 Studimi i sforcimeve të brendshme në drejtim të trashësisë me FEM………….. 45 3.4.1 Përshkrimi i modelit me elementë të fundëm ………………………………… 45 3.4.2 Aplikimi i modelit .......................................................................................... 45

3.5 Raste tipike të shpërndarjes së sforcimeve …………………………………… 47

3.5.1 Saldimi perimetral i objekteve nëpër fletë ……………………………………… 47

3.5.2 Trarët e salduar ………………………………………………………………… 48

3.5.3 Nyje perimetrale ndërmjet tubash ……………………………………………. 49

KAPITULLI IV

4. PASOJAT E TËRHEQJES DHE SFORCIMEVE TË BRËNDSHME

4.1 Sjellja e nyjeve të ngarkuara gjatë shërbimit ………………………………………… 52

4.1.1 Ngarkesa në tërheqje ………………………………………………………………… ….. 52

4.1.2 Ngarkesa në shtypje ………………………………………………………………… 54

4.2 Identifikimi i difekteve në strukturat metalike për shkak të sforcimeve të mbetura në procesin e saldimit dhe riparimi i tyre

4.2.1 Të përgjithshme ........................................................................................................ 57 4.2.2 Detektimi i çarjeve dhe aksionet korrigjuese për eliminimin e tyre .......................... 57

4.2.3 Modelimi i kollonës dhe llogaritja e gjendjes së sforcuar me (FEM)………… 59

4.2.4 Verifikimi i vetive fizike-mekanike të materialit të kollonës me teste shkatërruese.. 63

4.2.5 Zgjidhja konstrultive e riparimit të kollonave .................................................... 70

4.2.6 Kontrolli i lidhjeve me bulona ..................................................................................... 72

4.2.7 Analiza e problemit dhe konkluzione .................................................................... 73

4.3 Raste të rrezikshme për praninë e sforcimeve mbetëse …………………………… 74

4.3.1 Shërbim në temperaturë të ulët …………………………………………………… 74

4.3.2 Përpunime mekanike me heqje ashkle ………………………………………… 75

4.3.3 Tensokorrozioni , brishtëzimi nga hidrogjeni …………………………………… 75

4.3.4 Lodhja …………………………………………………………………………… 76

4.4 Masat paraprake dhe mjetet kundër efektit të tërheqjes dhe sforcimeve mbetëse … 76

4.4.1 Masat paraprake para saldimit ……………………………………………………… 76

4.4.1.1 Deformimi parandalues ………………………………………………………… 77



4.4.1.2 Krijimi i një zone elastike ………………………………………………………… 79

4.4.1.3 Vendosja opportune e tegelit të saldimit ……………………………………… 81

4.4.1.4 Konstruksione me panele të parafabrikuara ………………………………… 81

4.4.2 Masat ekzekutive gjatë kryerjes së saldimit ………………………………… 82

4.4.2.1 Zgjedhja e procedurave të saldimit dhe mënyrave operative ……………… 82

4.4.2.2 Kushtet e lidhjeve dhe radha e ekzekutimit të saldimeve …………………… 83

4.4.3 Ndërhyrjet pas saldimit …………………………………………………………… 87

4.4.3.1 Ngrohje të tërheqjes ……………………………………………………………… 87

4.4.3.2 Trajtimi i çtensionimeve në furrë ……………………………………………… 88

4.4.3.3 Trajtimi termik i lokalizuar ………………………………………………………… 89

4.4.3.4 Trajtimi i tërheqjes me flakë …………………………………………………… 90

4.4.3.5 Rrahja me çekan ………………………………………………………………… 91

KAPITULLI V

5. METODAT E MATJES SË SFORCIMEVE TË BRËNDSHME

5.1 Të përgjithshme ………………………………………………………………………… 93

5.2 Metodat e matjes të gjendjeve të sforcuara njëaksiale ose dyaksiale për shpërbërje .. 94

5.3 Metodat e matjes të gjendjes së sforcuar treaksiale për shpërbërje ……………… 95

5.4 Metoda me hapje vrimash (metoda bazë) ………………………………………… 96

5.5 Disa metoda të tjera për matje ……………………………………………………… 98

5.5.1 Metoda me hapje të vrimave qorre ………………………………………………… 98

5.5.2 Metoda me heqje të trupave rrethor ……………………………………………… 98

5.5.3 Matja e sforcimeve të mbetura me difraksion të rrezeve X ……………………… 99

5.5.4 Matja e sforcimeve mbetëse me difraksion neutronesh …………………………… 100

5.5.5 Matja e sforcimeve mbetëse me metoda akustike ………………………………… 101

5.5.6 Matja e sforcimeve mbetëse me metoda magnetike ………………………………… 101

ANALIZA E REZULTATEVE TË MARRA DHE PËRFUNDIME ………………… 102

REFERENCAT ………………………………………………………………………… 106



Përmbledhje

Saldimi po zë një peshë gjithmonë e më të madhe në industrinë mekanike mbarëbotërore dhe gjithashtu edhe në vendin tonë në mënyrë të veçantë në prodhimin e konstruksioneve metalike dhe në industrinë energjetike.

Efeketet jometalurgjike (deformime dhe sforcime) të prodhuara nga kryerja e saldimit, janë analizuar dhe karakterizuar gjithmonë si duke u bazuar në provat eksperimentale ashtu edhe me ndihmën e modeleve matematike.

Aktualisht është e rëndësishme të njohim dukuritë që shpjegojnë prejardhjen e tyre, të cilat më pas na lejojnë të ndjekim më mirë procesin e saldimit.

Në këtë studim është kërkuar që të jepet një analizë e qartë e faktorëve kryesorë të përfshirë në procesin e saldimit, të cilët ndikojnë në lindjen e sforcimeve të brëndshme si edhe të jepen rekomandime për zgjidhjet e mundshme më optimale të kryerjes së procesit të saldimit.

Gjithashtu këtu do të trajtohet analiza termike e proceseve të saldimit, prejardhja e deformimeve të saldimit, ndarja e deformimeve në kategori dhe studimin e tyre në veçanti, prejardhja e sforcimeve të mbetura në saldim, ndarja e sforcimeve në kategori dhe studimin e tyre në veçanti.

Do të studiohen rastet e ngarkimit të nyjeve të salduara me forca të jashtme në praninë e sforcimeve të brëndshme si edhe raste të rrezikshmerisë së shërbimit të nyjeve të salduara në praninë e sforcimeve të brëndshme.

Do të rekomandohen masa dhe mjete që përdoren kundër efektit të tërheqjes dhe sforcimeve të brëndshme. Këto masa do ti klasifikojmë në tre grupe: para kryerjes së saldimit, gjatë kryerjes së saldimit dhe pas kryerjes së saldimit.

Do të jepet një përshkrim teorik i metodave të matjes së temperaturës duke u fokusuar ne matjen me termoçifte, e cila është përdorur në këtë studim, gjithashtu do të përshkruhen metodat që përdoren për matjen e sforcimeve të brëndshme, duke u fokusuar ne metodat e matjes me ekstensometër për shpërbërje dhe me hapje vrimash, të përdorura në këtë studim.

Në funksion të matricës teorike të ndërtuar në të cilin jepet varësia e gjendjes së deformuar dhe të sforcuar pas saldimit nga: metodat e saldimit, parametrat e saldimit, gjeometria e copave që do të saldohen dhe trashësia e tyre, mënyra e përgatitjes buzëve për saldim, lidhjet e jashtme, temperatura e parangrohjes etj, janë kryer edhe eksperimente të shumta për verifikimin e këtyre të dhënave.

Duke qenë se gjendja e deformuar dhe e sforcuar e instaluar në nyje pas saldimit është funksion i shumë variablave, atëhere është vendosur që nyja e salduar e përdorur për eksperimente të jetë ajo kokë më kokë, pasi ka gjeometri më të thjeshtë dhe aksesibilitet më të mirë përsa i përket montimit të instrumentave matës. Metoda e saldimit e përdorur ka qenë kryesisht ajo me elektrodë të veshur, por gjthashtu në ndonjë rast eksperimente janë bërë edhe me metoda të tjera siç janë: me flakë oksiacetileni, TIG dhe me hark të zhytur.Materiali i përdorur për eksperimente ka qenë kryesisht çelik për konstruksione S275JR, por në ndonjë rast edhe çeliqe të lidhura. Në përgjithsi edhe përfundimet e nxjerra vlejnë për çeliqet me pak karbon, por që mund të shtrihen me një përafrim të kënaqshëm edhe për çeliqet pak të lidhur.



Kryesisht eksperimentet janë fokusuar në mbledhjen e të dhënave për varësinë e tërheqjes dhe sforcimeve të brëndshme nga:

Lloji i saldimit Trashësia e copave dhe gjeometria e tyre Madhësia e seksionit të tegelit të saldimit Ndikimi i lidhjeve të jashtme gjatë saldimit Mënyra e përgatitjes së buzëve për saldim.

Gjithashtu është ndërtuar një model i thjeshtë me FEM me programin Comsol Finit Element, për të gjetur variacionin e sforcimeve të brëndshme sipas trashesisë së nyjes, pas saldimit por edhe në faza të ndërmjetme të tij. Ai përfaqson nyjen e bashkimit ndërmjet pjesës cilindrike e sferike të një rezervuari. Rezultatet e marra janë krahasuar me të dhënat eksperimentale.Kemi gjetur që ka një përputhje të mirë ndërmjet modelit të ndërtuar dhe të dhënave eksperimentale.



KAPITULLI I 1. FENOMENET TERMIKE NE SALDIM 1.1 Termofizika dhe termodinamika e metaleve

Me qëllim që të mund të studiojmë në mënyrë efiçente dhe të shpejtë fenomenet termike në saldim do të japim këtu më poshtë në mënyrë të përmbledhur disa nocione të termodinamikës dhe termofizikës së metalit.

Llojet e transmetimit të nxehtësisë

Dihet që nxehtësia mund të transmetohet nga një zonë në një zonë tjetër të të njëjtit trup ose nga një trup në një tjetër në tre menyra: me përcjellshmëri termike, konveksion dhe me rrezatim.

Përcjellshmëria është përhapja e nxehtësisë nga një zonë në një tjetër e të njëjtit trup ose ndërmjet trupave në kontakt, nëpërmjet lëvizjeve të brendshme të atomeve e molekulave, pa lëvizje të dukshme të materies.

Sipas hipotezës së Fourier, sasia elementare e nxehtësisë “dq”që kalon pingul në siperfaqen izotermike elementare “dS” , në kohën elementare “dt”, nëse gradienti i temperaturës në drejtim të fluksit termik është dθ/dn ( n= koordinata në hapsirën pingul me dS), në vlerë absolute jepet:

dtdnddSKdq */**

ku K është përcjellshmëria termike e lëndës në të cilën po transmetohet nxehtësia. Ajo matet në J/m˚C s, edhe pse varion pak me temperaturën ( në përgjithsi për metalet zvogëlohet, përveç se për aluminin), pranohet për çdo lëndë me përafërsi të mjaftueshme si konstante, duke marrë vlerën mesatare.

Konveksioni është një përhapje e nxehtësisë nga një zonë e një fluidi në tjetrën me transportim materie, dmth për efekt të lëvizjeve relative të zonave të ndryshme. Këto lëvizje mund të vijnë për tendencë natyrale drejt një gendje ekuilibri të zonave të fluidit me temperaturë të ndryshme e si pasojë edhe me densitet të ndryshëm, duke patur kështu konveksion të lirë, ose si pasojë e diferencës së presionit e provokuar artificialisht duke patur kështu konveksion të detyruar.

Rrezatimi është një fenomen i emetimit të energjisë nën formën e rrezatimit elektromagnetik, në sasi që varet kryesisht nga lloji dhe temperatura e trupit që emeton.

Çdo shkëmbim nxehtësie ndodh gjithmonë në mënyrë të tillë që tenton të ngrejë temperaturën e trupit më të ftohtë duke ulur temperaturën e trupit më të nxehtë, ose në të njëjtin trup, të zonës më të ftohtë për llogari të asaj më të nxehtë. Variacioni i temperaturës si pasojë e thithjes ose leshimit të nxehtësisë varet nga karakteristikat termike të materialit.

Sasia e nxehtësisë e nevojshme për ngritjen me 1 ˚C të temperaturës së njësisë së masës (kg) të një lënde të caktuar quhet nxehtësi specifike e kësaj lënde.

Prodhimi i masës së një trupi me nxehtësinë e tij specifike quhet kapacitet termik i trupit, e cila shpreh sasinë totale të nxehtësisë (në J) të thithur nga trupi për ngritjen e temperaturës me 1˚C.



Në saldim përcjellshmëria dhe kapaciteti termik i copave që do të bashkohen janë dy karakteristika shumë të rëndësishme, prej të cilave për kushte ekzekutive të njëjta, zgjidhet burimi termik që do të përdoret dhe në disa raste të veçanta zgjidhet edhe procedura e saldimit. Gjithashtu kanë ndikim përcaktues në shpejtësinë e ftohjes e si pasojë në të gjitha fenomenet metalurgjike e mekanike që rrjedhin prej saj.

1.1.2 Koeficientët e bymimit termik

Rritja e temperaturës së trupit shoqërohet nga një rritje e përmasave të tij. Quhet koeficient i bymimit linear (ε) i një trupi të ngurtë ndryshimi që ka njësia e gjatësisë kur temperatura e tij rritet 1˚C dhe trupi është i lirë të bymehet.

Në mënyrë të ngjashme përcaktohen koeficienti i bymimit sipërfaqsor σ dhe ai i bymimit vëllimor α.

3/2/

Koeficientët e bymimit linear për çdo material varen nga temperatura, për çelikun mund të japim varësinë e mëposhtme:

610*)008.011(

Në të kundërt për çdo zvogëlim temperature ka një tkurrje, koeficientët e dhënë më sipër janë të vlefshëm, vetëm se me shenjë tjetër. Kalimi nga gjendja e ngurtë në të lëngët ose e anasjellta shoqërohet nga një bymim ose respektivisht tkurrje. Quhet “tërheqje”variacioni linear në përqindje që një metal pëson gjatë kalimit nga gjendja e shkrirë deri në gjendjen në temperaturë të zakonshme. Kjo tërheqje është shuma e tkurrjeve të provokuara nga ndryshimi i gjendjes dhe ftohja. Në rastin e çelikut tërheqja është rreth 1.5%.

1.1.3 Ndikimimi i temperaturës në karakteristikat mekanike të metaleve.

Karakteristikat mekanike të metalit ndryshojnë në funksion të temperaturës, si në varësinë e shfaqjes së disa fazave të qëndrueshme në intervale të përcaktuara të temperaturës, si për efekt të ndryshimit të gjendjes energjetike, tregues i së cilës është temperatura.

Le të marrim në konsideratë çelikun e butë me karbon në temperatura të larta. Sic e tregon edhe diagrama në fig 1.1, në të cilën jepen karakteristikat mekanike në funksion të temperaturës, kufiri i soliditetit në tërheqje dhe kufiri i rrjedhshmërisë rriten lehtësisht deri në temperaturën 200˚-250˚, për tu zvogëluar pastaj në mënyrë të shpejtë deri në temperaturën 600˚, përtej kësaj temperature këto parametra kanë vlera aq të vogla saqë çeliku ka rezistencë minimale karshi forcave të jashtme që tentojnë ta deformojnë [1],[2]. Deformimet plastike janë më të lehta sa më e lartë të jetë temperatura.

Dimë gjithashtu se një mundësi tjetër për deformim plastik në të nxehtë është rrëshqitja viskoze, që verifikohet nëse aplikojmë një ngarkesë për një kohë të gjatë.

Në rastin e saldimit ka rëndësi sidomos fenomeni i parë, sepse qëndrimi në temperaturë të lartë i materialit është në një kohë të shkurtër për manifestimin e rrëshqitjes, ndërsa zvogëlimi i kufirit të



rrjedhshmërisë në vlera shumë të vogla për temperatura superiore nga 600˚ ka një rol të rëndësisë së veçantë në fenomenin e tërheqjes.

Figura 1.1 Ndryshimi i karakteristikave mekanike në tërheqje të një çeliku konstruksionesh në lidhje me temperature

1.2 Analiza dhe vlerësimi termik i procedurave të saldimit

1.2.1 Konsiderata të përgjithshme

Në saldim futja e nxehtësisë arrihet nëpërmjet një burimi termik në formë pike o gjithsesi shumë i koncentruar në krahasim me copat që do të saldohen dhe për këtë arsye rezulton një ngrohje jouniforme e cila është karakteristika termike kryesore e proçesit të saldimit.

Nxehtësia që i jepet lokalisht copave ( psh me rrezatim dhe konveksion në rastin e procedurave me hark elektrik dhe me oksiacetilen, dhe me përcjellshmëri dhe konveksion në rastin e procedurës me elektroskorje) duhet të jetë e mjaftueshme për të ngritur temperaturën e një sasie të vogël të metalit bazë duke e shpënë deri në pikën e shkrirjes ( ose të farkëtimit në rastin e saldimit me presion), duke kompesuar humbjet e mëdha të nxehtësisë kryesisht me përcjellshmëri në drejtim të copave të ftohta të saldimit.

Gjatë kohës së futjes së nxehtësisë, burimi i nxehtësisë mund të jetë fiks, si në rastin e saldimit me rezistencë ose të saldimit pikësor ose të levizë përgjatë nyjes si në rastin e saldimit me flakë oksiacetileni ose hark elektrik.



Në rastin e parë shpërndarja termike varet vetëm nga gjendja paraekzistuese e lamierave, që mund edhe të mos jetë uniforme për shkak të aksioneve lokale termike të prodhuara rretheqark pikave të saldimit (psh nga saldime të mëparshme) ose edhe si pasojë e asimetrisë së kapacitetit termik të masës metalike.

Në përgjithsi shpërndarja shumë pranë pikës së saldimit është simetrike dhe e prodhuar nga përhapja e nxehtësisë rreth vetë pikës dhe varet kryesisht nga parametrat e saldimit [3].

Në rastin e dytë, lëvizja e burimit të nxehtësisë shpie në stabilizimin e një regjimi termik që lëviz zakonisht bashkë me burimin duke provokuar kështu në çdo pikë një variacion të temperaturës në lidhje me kohën.Kjo e fundit pas stabilizimit të kushteve të regjimit përsëritet në mënyrë identike për pikat me distancë të njëjtë nga aksi i tegelit të saldimit, të paktën në afërsi të tegelit të saldimit, duke supozuar konstant seksionin tërthor të copës përgjatë nyjes së salduar [3].

Natyrisht variacionet e temperaturës që verifikohen në një pikë të caktuar të copës së salduar mund të variojnë në funksion të faktorëve të shumtë.

Copat që do të saldohen marrin pjesë me karakteristikat e tyre fizike, siç janë; përcjellshmëria, nxehtësia specifike, temperatura dhe gjendja termike fillestare e tyre dhe e të gjithë elementëvë në kontakt metalik me zonën e saldimit. Kanë gjithashtu rëndësi edhe faktorët gjeometrikë të vetë copave, ndër të cilat kryesori është spesori (dhe në kufij të caktuar edhe përmasat e tjera) si edhe forma e nyjes e pozicioni i saj në hapsirë.

Mënyra e saldimit merr pjesë në mënyrë mbizotëruese me karakteristikat e saj ekzekutive: lloji i procesit të saldimit, mënyra e ekzekutimit, volumi i banjos së shkrirë, regjimi i punës ( nxehtësia specifike e futur për njësi të gjatësisë së nyjes, shpejtësia, tensioni dhe rryma e harkut ose fuqia e flakës).

Analiza termike e procedurave të ndryshme të saldimit rezulton kështu shumë komplekse, por është e domosdoshme të njohim kushtet termike në afërsi të nyjes së salduar me qëllim që të kontrollojmë fenomenet metalurgjike gjatë saldimit.

Me interes të vecantë është përcaktimi i temperaturës më të lartë në zonën termikisht të ndryshuar, shpejtësinë e ftohjes në zonën e shkrirë dhe atë termikisht të ndryshuar si edhe shpejtesinë e ngurtësimit të materialit bazë.

Një zgjidhje është e mundur vetëm duke marrë në konsideratë hipoteza thjeshtimi që rrjedhin nga vëzhgimet teoriko – eksperimetale dhe metodat teorike komplekse.

Megjithse vështirësitë e matjes janë të mëdha dhe rastet janë tepër të ndryshme nga një realizim në një tjetër, kjo zgjidhje na lejon që të kemi tregues shume të dobishëm si për deformimin dhe sforcimet e brëndshme si pasojë e gradientëve termikë të shkaktuar nga procesi i saldimit ashtu edhe për ndryshimet metalurgjike si pasojë e shpejtësisë së ftohjes së zonave të sjella në temperaturë të lartë.



1.2.2 Solidi termik

Problemi i shpërndarjes së temperaturave gjatë saldimit është një rast i vecantë i problemit të transmetimit të nxehtësisë me përcjellshmëri, që pershkruhet nga ekuacioni diferencial i Fourier.

Në rastin e saldimit me flakë oksiacetilene dhe me hark elektrik mund të pranojmë që burimi i nxehtësisë leviz në menyrë drejtvizore të njëtrajtshme përgjatë nyjes dhe si pasojë, kur arrihen kushtet e regjimit pak pas fillimit të saldimit, stabilizohet një shpërndarje e tillë e temperaturave e cila bën që izotermat të spostohen në mënyrë të ngurtë bashkë me burimin. Kjo do të thotë që për një observator i cili lëviz bashkë me burimin e nxehtësisë, shpërndarja e temperaturave duket konstante në lidhje me kohën. Në një moment të caktuar temperatura është maksimale tek burimi i nxehtësisë dhe vjen duke u zvogëluar sa më shumë i largohet atij.

Mundet kështu të perfytyrojmë një “solid termik”i cili përfaqson shpërndarjen e temperaturës në hapsirën përreth pikës që korrespondon me burimin e nxehtësisë të konsideruar. Solidi termik perfaqsohet nga sipërfaqja e përftuar duke vendosur në pingulen e çdo pike të lamierës një segment proporcional me temperaturën e saj. Forma e këtij solidi termik varet nga kushtet e saldimit dhe nga karakteristikat fizike të materialit të cilat influencojnë në transmetimin e nxehtësisë së copes [4].

Ne fig 1.2 kemi dhënë një shembull të solidit termik dhe në fig 1.3a dhe 1.3b janë dhënë seksionet e këtij solidi sipas planeve vertikale (X,Z) dhe (Y,Z) të cilat përfaqsojnë shpërndarjen e temperaturës në drejtimet X dhe Y, duke na dhënë kështu gradientet termike që ka copa si pasojë e ngrohjes së lokalizuar nga burimi termik në O.

Fig. 1.2 Paraqitja e solidit termik për modelin e burimit të nxehtësisë dopio-elipsoid



Figura 1.3. Kurba izotermike të marra nga prerja e solidit termik me tre planet koordinative

Duke e prerë solidin termik me plane (X Y) paralele me sipërfaqen e lamierës , merren vijat izotermike të përfaqsuara nga elipse të zgjatur në drejtimin e ekzekutimit të saldimit . Ne fig 1.3c këto elipse janë treguar të projektuara në planin e lamierës. Aksi minor i secilit prej këtyre elipseve është më shumë i spostuar pas sa më e vogël të jetë temperatura që ai përfaqson.

Ekstremet e këtyre akseve korrespondojnë me temperaturën maksimale që arrin çdo pikë e planit. Pikat më të largëta nga aksi i saldimit arrijnë një temperaturë maksimale me vlerë më të vogël dhe me vonesë më të madhe, sa më e madhe të jetë distanca e tyre nga aksi.

Këto fenomene janë studiuar në mënyrë eksperimentale me lamiera të luçiduara paraprakisht. Në një regjim termik uniform të stabilizuar, formohen mbi sipërfaqe në korrespondencë me zonën e ngrohur



në anët e tegelit të saldimit, rripa të ngjyrosur paralele me aksin, të cilat konfimojnë konstancën e regjimit në pikat të cilat kanë të njëjtën distancë nga aksi i tegelit.

Nga sa më sipër solidi termik përfaqson imazhin e momentit të shpërndarjes së temperaturave përreth burimit të nxehtësisë, i cili përcakton si shkojnë gradientet e temperaturës të lidhura me të dhe siç do të shohim edhe lindjen e deformimeve dhe sforcimeve për pasojë të ngrohjes lokale.

1.2.3 Ciklet termike

Gjatë procesit të saldimit burimi termik lëviz përgjatë nyjes e bashkë me të edhe solidi termik, si pasojë për çdo pikë do të kemi një variacion të temperaturës në lidhje me kohën e cila jepet grafikisht me anë të kurbes të paraqitur në fig 1.4. Kjo kurbë është nxjerrë me anë të matjeve dhe regjistrimit te temepraturave në lidhje me kohën, në një nyje kokë më kokë me trashësi 14 mm e salduar me hark elektrik. Materiali çelik për konstruksione dhe distanca e matjes nga aksi i tegelit ishte 12 mm.

Për çdo pikë stabilizohet kështu një cikël termik i cili karakterizohet nga fakti që temperatura maksimale e arritur është aq më e vogël sa më e madhe të jetë distanca e pikës nga trajektorja e burimit të nxehtësisë ( ose sa më larg të jetë pika nga tegeli i saldimit- fig 1.5). Këto kurba janë regjistruar në të njëjtat kushte si më sipër por me instrument matës (termoçifte) të vendosura në distanca të ndryshme nga aksi i tegelit të saldimit.

Figura 1.4 Cikli termik i procesit të saldimit



Figura 1.5 Varësia e ciklit termik të saldimit nga distanca nga aksi i tegelit të saldimit

Prania e cikleve termike në saldim shpie në ndryshime metalurgjike pak a shumë të ndjeshme në varësi të përbërjes kimike të materialit bazë dhe në veçanti të shpejtësisë së ftohjes së materialit ( që varet nga pjerrësia e krahut të djathtë të kurbës), e cila përfaqson parametrin më tregues të vetë ciklit duke karakterizuar të ashtuquajturën “ashpërsi termike” të procesit të saldimit.

Në ashpërsinë termike e cila rritet me shpejtësinë e ftohjes, ndikojnë kryesisht këta faktorë:

- Karakteristikat e procesit të saldimit dhe mënyra e kryerjes, nga të cilat varet nxehtësia specifike që futet, dmth energjia e futur nga burimi termik për njësinë e gjatësisë së nyjes, e cila llogaritet ( duke konsideruar zero humbjet në transferimin e nxehtësisë) sipas formulës së mëposhtme:

60**

viVQ [J/cm]

Në të cilën i është intensiteti i rrymës së saldimit në amper, V është tensioni në volt, v shpejtësia e avancimit në cm/min.

- Trashësia e copave që do të saldohen dhe forma e nyjes, nga të cilat varet absorbimi i nxehtësisë.

- Parangrohja eventuale e copave që do të saldohen ( nga 50˚ deri në 300˚), e cila bëhet në disa raste tamam për të ulur shpejtësinë e ftohjes.

Ashpërsia e ciklit termik zvogëlohet me rritjen e nxehtësisë specifike të futur dhe temperaturës së parangrohjes, ndërsa rritet me rritjen e trashësisë së copave [5].



Në fig 1.6 është sjellë një shembull ku krahasohen ciklet termike të saldimit me flakë oksiacetileni (a) dhe me hark elektrik (b). Kurbat e variacionit të temperaturës në funksion të kohës janë ndërtuar nga matjet e kryera në një nyje kokë më kokë prej materiali çelik për konstruksione me trashësi të fletëve 14 mm.Vihet re se cikli termik i të parit është më i gjerë dhe ka shpejtësi të ngrohjes dhe ftohjes më të vogla. Kjo varet nga përqëndrimi më i vogël dhe gjerësia më e madhe e burimit të nxehtësisë.

Figura 1.6 Krahasimi ndërmjet cikleve termike të saldimit me procese të ndryshme.

Në përgjithsi nxehtësia termike e futur rritet duke kaluar nga procesi i saldimit me elektrodë të veshur në atë me fill teli të vazhduar me mbrojtje gazi e akoma më tej në proceset me hark të zhytur ose elektroskorje.

Është e mundur që të përshkruhen në mënyrë sasiore ciklet termike duke përdorur relacionet matematike të dhëna nga Rosenthal, të cilat marrin parasysh karakteristikat e materialit dhe nxehtësinë termike të futur.

Llogaritja e cikleve termike me anë të këtyre relacioneve është shumë komplekse dhe koeficientët korrektive jo shumë të sigurtë. Për këtë arsye kur duam që të kemi të dhëna të sakta preferohet të merren për bazë të dhënat eksperimentale, ndërsa të dhëna më të perafërta mund të merren me metoda grafike. Ndër konkluzionet e nxjerra nga eksperimentet janë me rëndësi ato që i referohen krahasimit të shpejtësisë së ftohjes në nyje tipike saldimi.



Në saldimin e nyjeve kokë më kokë të kryer me disa kalime, ku secili prej tyre kryhet në regjim perfekt identik përsa i takon temperaturës fillestare dhe nxehtësisë së futur për njësi gjatësie, shpejtësitë e ftohjes në kalimet e fundit janë më të mëdha se tek i pari.

Kjo si pasojë e faktit që në kalimin e parë, në fundin e zmusos, metali mbushës depozitohet në një sipërfaqe të vogël nëpërmjet së cilës transmetohet nxehtësia në metalin bazë, ndërsa në kalimin e fundit banjo e metalit vendoset në kalimet e mëparshme dhe si pasojë nxehtësia transmetohet nga një siperfaqe më e madhe.

Në nyjet T shpejtësia e ftohjes për kalimin e parë është më e lartë se në nyjet kokë më kokë, për të njëjtën nxehtësi të futur për njësi gjatësie.

Në përgjithsi për çelikun mund të thuhet me një përafërsi të kënaqshme se shpejtësia e ftohjes për tipet e ndryshme të nyjeve është në funksion të nxehtësisë së dhënë nga banjo e shkrirjes në materialin perreth brenda një sfere me rreze rreth 75 mm, me qendër në pikën e saldimit të marrë në konsideratë, të pjestuar me vëllimin e materialit efektivisht brenda kësaj sfere.

Kjo do të thotë me fjalë të tjera, që ndërhyn në mënyrë efiçente në marrjen e nxehtësisë kryesisht materiali që nuk është më larg se 75 mm nga burimi i nxehtësisë së saldimit.

Me ndryshimin e llojit të çelikut, por duke qëndruar tek çeliqet jo të lidhur, nuk vërehen variacione të mëdha në shpejtësinë e ftohjes.

Duke kaluar nga çeliqet me karbon në çeliqet shumë të lidhur dhe në metale të tjera, regjimi termik ndryshon dukshëm, për arsye të diferencave të mëdha të përcjellshmërisë termike dhe nxehtësisë specifike. Metalet me përcjellshmëri të ulët termike kanë shpejtësi ftohjeje më të vogla.

1.3 Mënyrat e llogaritjes së shpejtësisë së ftohjes

Duke parë rëndësinë e shpejtësisë së ftohjes në lidhje me mikrostrukturën përfundimtare në zonën e shkrirë dhe atë termikisht të ndryshuar si edhe duke marrë në konsideratë ndikimin e mikrostrukturës në karakteristikat perfundimtare të nyjes, për materiale të ndryshme me të cilët janë realizuar nyjet e saldimit, është e rëndësishme të tregojmë cilët janë instrumentat për vlerësimin e shpejtësisë së ftohjes nëpërmjet metodave llogaritëse.

Në rastet e çeliqeve jo të lidhur dhe pak të lidhur, një parametër përfaqsues i shpejtësisë së ftohjes është t8/5, i përcaktuar si koha e nevojshme për të kaluar, në një pikë të caktuar, gjatë ftohjes, intervalin e temperaturave nga 800˚ ne 500˚ C. Kuptohet që ky parametër është i rëndësishëm për çeliqet për konstruksione të cilat pësojnë në këtë interval temperaturash modifikime mikrostrukturale të rëndësishme.

Për të kuptuar relacionet matematike që shpien në vlerësimin e këtij parametri, duhet në radhë të parë të bëjmë një dallim ndërmjet nyjeve me përcjellshmëri të nxehtësisë dydimensionale ose tredimensionale. Mund të konsiderojmë tek të parat nyjet kokë më kokë me trashesi të vogël ose mesatare dhe në përgjithsi të gjitha gjeometritë e nyjeve në të cilat mund të identifikojme dy flukse të mundshme termike. Në rastin e dytë futen nyjet kokë më kokë me trashësi të madhe, nyjet T dhe X në të cilat është e mundur të gjejmë një fluks të tretë termik për transmetimin e nxehtësisë [6].



Në të kundërt nga sa duket nga një analizë sipërfaqsore, në rastin e fluksit termik tredimensional (le të mendojmë kalimet e fundit në një nyje kokë më kokë) trashësia nuk luan rol të rëndësishëm në shpejtësinë e ftohjes, në dallim me atë që ndodh në rastin e trashesisë së vogël ose mesatare, fenomen i cili përshkruhet plotësisht me ligjin Fourier:

00

5/8 8001

5001

2 TTQt

Ku:

- Q është nxehtësia termike specifike e futur [kJ/mm]

- T0 është temperature e parangrohjes

Në rastin e çeliqeve jo të lidhur ose pak të lidhur, shprehja e mësipërme mund të shprehet nëpërmjet faktorëvë të formës F të dhenë në tabelën 1.3, të përdorur edhe në rastin e fluksit së nxehtësisë dypërmasor, për të cilin do të flasim më poshtë.

Tabela 1.3 Përcaktimi i faktorit të forms (UNI EN 1011-2)

Për nyjet me transmetim tredimensional të nxehtësisë kemi relacione të pavarura nga trashësia, siç jepet këtu më poshtë:

300

05/8 *800

1500

1**)56700( FTT

QTt



Ndërsa në rastin e transmetimit dydimensional të fluksit termik, në të cilin rezulton e rëndësishme trashësia e nyjes, një model i mundshëm matematik për vlerësimin e t8/5 është ky i mëposhtëmi:

2

02

02

2

5/8 8001

5001*

4 TTcdQt

λ është përcjellshmëria termike e materialit

ρ është densiteti i materilait

c është nxehtësia specifike e materialit

d është thellësia e penetrimit të saldimit

Duke konsideruar edhe në këtë rast çeliqet jo të lidhur dhe pak të lidhur, shprehja mund të shprehet edhe nëpërmjet faktorit të formës F2, të cilin mund ta marrim nga tabela e mësipërme.

2

2

0

2

02

23

05/8 *800

1500

1**10*3.44300 FTTd

QTt

Konsiderohet, me qëllim përdorimin e relacioneve të mësipërme, që nxehtësia specifike e futur duhet të korrigjohet me anë të një faktori ε që karakterizon efiçencën termike të nyjes dhe që ndryshon nga procesi në proces.

- Për procesin me hark të zhytur ε = 1

- Për proces me elektrodë të veshur ose me fill teli të vazhduar me mbrojtje gazi ε = 0.85

Nga ana tjetër, jo gjithmonë mund të rezultojë e qartë nëse nyja operon në regjim të transmetimit të nxehtësisë dy ose tredimensional. Një ndihmë për këtë mund të jepet nga diagrama e dhënë më poshtë, në të cilën trashësia e tranzicionit është dhënë në funksion të nxehtësisë specifike të futur. Në funksion të temperaturës së parangrohjes T0 duke u futur në diagramë me të dhënat e procesit, mund të shohim nëse pika përfaqsuese bie në zonën 3 ( fluks tredimensional) ose në zonën 4 ( fluks dydimensional).



Figura 1.7 Diagrama për vlerësimin e mënyrës së transmetimit të nxehtësisë (UNI EN 1011-2)

1- Jepet spesori i nyjes ne [mm]

2- Jepet nxehtësia specifike e futur [kJ/mm]

Si alternativë e vlerësimeve numerike, në rastin psh të nyjeve me transmetim dydimensional të fluksit termik, është e mundur edhe përdorimi i metodave grafike. Në diagramat e mëposhtme është e mundur në funksion të spesorit të nyjes të gjejmë grafikisht t8/5 (1) duke njohur nxehtësinë specifike të futur (2), e cila zakonisht jepet në kJ/mm, dhe temperaturën e parangrohjes.



Figura 1.8 Diagrama për përcaktimin grafik të kohës së ftohjes t8/5 (UNI EN 1011-2)

Në përfundim të këtyre vëzhgimeve, në menyrë tërësisht cilësore, po japim disa konsiderata si ndikon paramentri t8/5 në ecurinë e disa karakteristikave mekanike të nyjes, duke ditur ndikimin e tij në lidhje me mikrostrukturën [5],[6].

Konsiderata e parë do të jetë në lidhje me reziliencën e nyjes. Duke konsideruar t8/5 si variabël të pavarur (2), ecuria e reziliencës (1) jepet në figurën 1.9, nëpërmjet provave eksperimentale specifike, rezulton praktikisht e mundur që të gjejmë vlerën maksimale të t8/5 në përputhje me një nivel minimal të reziliencës së nyjes.

Rasti i dyte na tregon temperaturën e tranzicionit të tenacitetit Tt në zonën e ndryshuar termikisht, natyrisht për ato materiale që paraqesin, për karakteristikat e tyre këtë fenomen. Duke ditur efektin brishtezues të t8/5, nuk është e çuditshme që Tt (1) tenton gradualisht të rritet, me rritjen progressive të vetë t8/5 (2).



Figura 1.9. Varësia ndërmjet reziliencës (1) dhe kohës së ftohjes t8/5 (2) (UNI EN 1011-2).

Figura 1.10 Varësia ndërmjet temperaturës së tranzicionit të kufirt të soliditetit (1) dhe kohës së ftohjes t8/5 (2) (UNI EN 1011-2)

Rasti i tretë është në lidhje me fortësinë, në vecanti me fortësinë maksimale (1) e cila arrihet në zonën termikisht të ndryshuar. Nga ana cilësore është e drejtë që të presim një zvogëlim të vlerave maksimale kur kemi cikle termike më të butë, ashtu siç konfirmohet edhe nga diagrama e mëposhtme.



Nëpërmjet provave praktike, edhe në këtë rast, është e mundur që të gjejmë minimumin e pranueshëm të t8/5 në funksion të vlerave të fortësisë të parashikuar për nyjen e marrë në analizë.

Figura 1.11 Varësia ndërmjet fortësisë maksimale (1) dhe kohës së ftohjes t8/5 (2) (UNI EN 1011-2)

1.4 Metodat e matjes së temperatures, të përdorura në këtë studim

1.4.1 Të përgjithshme

Studimi i fenomeneve termike në saldim kërkon përdorimin e metodave dhe instrumentave matës. Këtu po japim në mënyrë të shkurtuar pershkrimin e tyre dhe përdorimin specifik për qëllimet e saldimit.

Metodat termometrike të përdorura për këtë qëllim duhet të kenë si veti kohën e shkurtër të matjes, dmth duhet të garantojnë një arritje të shpejtë të ekuilibrit termik të instrumentit me ambjentin të cilit do ti matet temperatura. Sëbashku me këtë karakteristikë duhet gjithashtu të kenë një preçision dhe ndjeshmëri të mirë, në mënyrë të veçantë në temperaturat e larta. Tipet e termometrave të përdorur për studimin e saldaturave ose për procedurat e lidhura me të janë:

- çiftet termoelektrikë, të përdorura për analizën e cikleve termike të copave të salduara dhe të furrave për trajtimet termike, për të cilat mund të kenë nevojë copat e salduara.

- pirometrat, të cilët përdoren për matjen e temperaturës së burimeve të nxehtësisë ( flaka ose harku) dhe të furrave.

- Termokolorët, të cilët përdoren për matjen e temperaturave në sipërfaqe të copave të salduara ose të parangrohura para saldimit.



1.4.2 Matja e cikleve termikë

Në këtë studim janë përdorur termoçiftet për matjen e cikleve termike të pikave të ndryshme të vendosura në një distancë të caktuar nga aksi i tegelit të saldimit.

Për këtë qëllim termoçifti vendoset në një vrimë të vogël të hapur tek copa që po saldohet (Fig 1.12). vrimat mund të hapen me thellësi të ndryshme në mënyrë që të kemi informacion se çfarë ndodh me ndryshimin e temperaturës në drejtim të thellësisë së copës.

Figura 1.12 Regjistrimi i ciklit termik me anë të termoçifteve

Në funksion të temperaturës që do të matej u zgjodh çifti Pt – Pt e Rh dhe për temperatura më të vogla se 750 ˚C çifti Fe – kostantana.

Fiksimi i instrumentave kërkon kujdes të madh, sepse sistemi i regjistrimit përjashton çdo mundesi kontakti elektrik ndërmjet instrumentave të ndryshëm d.m.th ndërmjet kampionëve që po ekzaminohen dhe termoçifteve. I tillë është rasti, psh, i një saldimi me rrymë alternate kur aparati i regjistrimit është i pajisur me një amplifikator elektronik, i cili është i ndjeshëm karshi devijimit të moduluar të rrymës së saldimit.

Izolimi i instrumentave të ndryshëm mund të arrihet nëpërmjet veshjes së nyjes me një pastë zjarrduruese. Kjo veshje, megjithëse e hollë, rrit inercinë termike të instrumentit. Për këtë arsye në këto raste procedohet me matje të përshtatshme për vlerësimin e kësaj inercie.

Aparati i regjistrimit duhet të japë, për secilin instrument matës, variacionin e temperaturës në funksion të kohës. Kjo realizohet nëpërmjet një oshilografi që regjistron vlerat e temperaturës në ordinatë duke patur në abshisë kohën.

Duhet të theksojmë se metodat e matjes të përdorura në këtë studim janë edhe ato të prekura nga gabime eksperimentale dhe të limituara si pasojë e principit fizik në të cilin bazohen.



KAPITULLI II

2. ORIGJINA E TËRHEQJES SË COPAVE NË SALDIM

2.1 Të përgjithshme

Rritja e temperaturës së një cope metalike sjell bymimin e saj, siç e kemi theksuar dhe më sipër. Bymimi mund të jetë në mënyrë uniforme vetëm nëse copa është ngrohur në mënyrë uniforme dhe nuk pengohet bymimi i saj i lirë.

2.1.1 Ngrohja uniforme e penguar

Çdo pengesë që nuk lejon bymimin e lirë të metalit të ngrohur sjell lindjen e sforcimeve të brëndshme.

Duke patur parasysh që vlera e kufirt të elasticitetit të një çeliku është funksion i temperaturës, mund të vihet re se kur vlera e ketyre sforcimeve është më e vogël se kufiri i elasticitetit të materialit në temperaturën ku e kemi shpënë, gjatë ftohjes metali rimerr në mënyrë elastike përmasat e tij. Ndërsa nëse vlera e sforcimeve kalon kufirin e rrjedhshmerisë në temperaturën e arritur, metali pëson deformime plastike mbetëse.

Fibrat e metalit në drejtimin e penguar zgjaten më pak se sa rritja termike kerkon dhe rritja volumetrike e copës duke mos patur mundësi të realizohet në mënyrë uniforme në të gjitha drejtimet sjell që në drejtimet e lira të kemi nje bymim më të madh se ai i duhuri. Metali kështu pëson atë që quhet “trashje në të nxehtë”.

Le të konsiderojmë një shufër çeliku të papenguar, subjekt i një ngrohje uniforme ( Fig. 2.1a).Ajo pëson një rritje të gjatësisë, por pas ftohjes ajo merr përmasat origjinale.

Figura 2.1 Modeli mekanik për studimin e efektit të ngrohjes uniforme të penguar.



Le të konsiderojmë tani rastin e një shufre të mbështetur në skajet e saj në mënyrë që të pengohet zgjatja e saj ( Fig 2.1 b). Nëse e ngrohim në të stabilizohet një gjendje e sforcuar në shtypje si shkak i ndalimit të zgjatjes. Sforcimet në shtypje rriten me rritjen e temperaturës derisa arrijnë vlerën e kufirit të rrjedhshmërisë.

Duke u nisur nga kjo pikë, për çdo rritje të mëtejshme të temperaturës, shufra pëson një deformim plastik të pakthyeshëm. Kur shufra ftohet ajo tkurret, por gjatësia e saj në temperaturën e ambientit rezulton më e vogel se ajo fillestare, ndërsa diametri më i madh. Pas ftohjes ajo rezulton e shkarkuar.

Konsiderojmë në fund rastin e një shufre të tretë e cila në vend që të jetë thjeshtë e mbështetur të jetë e penguar në skajet e saj (Fig 2.1c), në mënyrë që të jetë e penguar edhe tkurrja e saj. Ajo trashet si në rastin e dytë gjatë nxehjes, më pas gjatë ftohjes duke mos patur mundësi të shkurtohet, rezulton të ndodhet në një gjendje të sforcuar në tërheqje të cilat quhen sforcime të brëndshme ose sforcime të mbetura.

Le ta ekzaminojmë nga ana cilësore sjelljen e shufrës së inkastruar duke marrë në konsideratë diagramën e ndryshimit të kufirt të rrjedhshmërisë me temperaturën (fig 2.2).

Për thjeshtësi të arsyetimit i konsiderojmë konstant në lidhje me temperaturën si koeficientin e bymimit linear ashtu edhe modulin e elasticitetit të materialit.

Figura 2.2 Ecuria e gjendjeve në tërheqje dhe shtypje për efekt të ngrohjes uniforme të penguar.



Në temperaturën e ambjentit pika O shufra është e shkarkuar. Me rritjen e temperaturës fillon një gjendje e sforcuar në shtypje, këto sforcime rriten me rritjen e temperaturës derisa arrijnë kufirin e rrjedhshmërisë së materialit në temperaturën T1 (pika A).

Duke u nisur nga kjo pikë, nëse temperatura zvogëlohet, kemi një rikthim në përmasat origjinale të shufrës pa deformime mbetëse. Nëse temperatura vazhdon të rritet më tej, fillon trashja dhe vlerat e sforcimeve në shtypje pershkojnë kurbën σrr = f(t) derisa arrijmë në vlerën e rrjedhshmërise për një temperaturë të re T2 (pika B). Nëse në këtë moment fillon ftohja e shufrës, tashmë e deformuar, do të kemi një shkarkim progresiv të saj dhe në temperaturën T3 rezulton krejtësisht e pasforcuar.

Më tej për temperature më të ulëta se T3, lindin sforcime në tërheqje të cilat në temperaturën e ambjentit mundet edhe të arrijnë kufirin e rrjedhshmërisë (pika C), nëse është arrirë në fazën e ngrohjes një temperaturë e lartë T2.

Temperature T1 perfaqson vlerën kufitare të temperaturës mbi të cilën kemi deformime mbetëse në rastin e shufrës së mbështetur dhe sforcime mbetëse në rastin e shufrës së inkastruar. Kjo temperaturë është rreth 150˚C për çeliqet e butë kur ngrohja bëhet duke u nisur nga temperatura e ambjentit.

Modeli i shufrës së penguar, nën veprimin e ngrohjes e më pas të ftohjes, mund të jetë me rëndësi për të iterpretuar origjinën e deformimeve dhe sforcimeve mbetëse në elementët strukturalë të cilat mund të mendohen si të përbërë nga shumë shufra (shirita) të bashkuar ngurtësisht ndërmjet tyre.

2.1.2 Ngrohja jouniforme

Kur një copë metalike ngrohet në mënyrë jouniforme, zgjatja e saj rezulton gjithmonë e penguar.

Në fakt pjesa e ngrohur tenton të bymehet më shumë sesa ato përreth të ftohta, por duke mos e bërë dot për shkak të unitetit të copës do të kemi veprime të përbashkëta tërheqje e shtypje të cilat varen nga gradientët termikë të provokuar nga ngrohja, nga temperatura që arrihet dhe nga gjeometria e copës.

Këto kushte vendosen automatikisht pas një ngrohje të lokalizuar. Le të konsiderojmë rastin e një flete të cilën e ngrohim me anë të një kaneli në një zonë qendrore të kufizuar. Shpërndarja termike në fund të ngrohjes do të ketë formën e paraqitur në figurën 2.3.

Pjesa e ngrohur tenton të zgjatet , por e penguar nga pjesët më të ftohta, është subjekt i shtypjes dhe nëse në një temperaturë të caktuar kalojmë kufirin e elasticitetit ajo trashet.

Në përfundim të ngrohjes fibrat e nxehta që ndodhen në planin e fletës rezultojnë më të shkurtra krahasuar me efektin termik, ndërsa spesori është rritur në mënyrë permanente si pasojë e deformimit plastik.



Figura 2.3 Efekti i ngrohjes së lokalizuar në një fletë.

Gjatë ftohjes, në momentin e parë (derisa pjesa më e nxehtë mbetet akoma në temperaturë kështu të lartë që kufiri i rrjedhshmërisë mund të kalohet lehtësisht) pjesët më të ftohta duke u tkurrur provokojnë një shkurtim të mëtejshëm të fibrave të nxehta në planin e fletës.Pastaj fenomeni kthehet, me uljen progresive të temperaturës fibrat më të nxehta tentojnë të shkurtohen, por pjesa më e ftohtë rreth e qark ia ndalon. Fibrat qendrore kështu tendosen, përshtaten sa është e mundur plastikisht me kushtet e lidhjes dhe më në fund kur përfundon plotësisht ftohja, rezultojnë të tendosura dhe shpesh në vlera që janë shumë afër me kufirin e rrjedhshmërisë në të ftohtë.

Fenomene analoge ndodhin edhe gjatë saldimit. Edhe në këtë rast dhënia e nxehtësisë është e lokalizuar dhe ngrohja e copës është shumë jouniforme. Madje një pjesë e metalit shkon në shkrirje brenda një zone që mbetet në temperaturë shumë më të ulët, prej nga në saldim fenomeni i tërheqjes dhe lindja e sforcimeve të terheqjes janë të paevitueshme. Gjërat komplikohen më tej nga fakti që në përgjithsi burimi i nxehtësisë spostohet, nga mënyra e lidhjes së copës dhe nga mënyrat e ndryshme të ekzekutimit të procesit.

Më poshtë studimi i tërheqjes dhe i sforcimeve të tërheqjes në saldim do të kryhet vetëm për raste të thjeshta dhe me thjeshtime të cilat lejojnë të arrihen rezultate indikative dhe sasiore mjaftueshëm pranë realitetit.

Per të thjeshtuar studimin e fenomeneve termike që ndodhin gjatë saldimit dhe ndikimin e tyre në tërheqjen e nyjeve të salduara, shpërbëjmë vetë tërheqjet në tre kategori si më poshtë:

Tërheqje transversale, e cila verifikohet sipas drejtimit tërthor me nyjen e salduar, në planin e fletës.

Tërheqje gjatësore, e cila verifikohet në drejtim me aksin e saldimit.

Tërheqje pingule, e cila verifikohet në drejtim pingul me planin që përmban dy të parat (ose sipas spesorit të fletës).



Ndërmjet këtyre tipeve të tërheqjes më të rëndësishmit për pasojat që kanë dhe për madhesinë në të cilën mund të verifikohen, janë dy të parat.

Konsiderimet e mëposhtme dhe eksperimentet janë bërë për saldimin e çeliqeve te buta, por nga ana principale mund të shtrihen edhe për materialet e tjera.

2.2 Tërheqja transversale

2.2.1 Nyjet kokë më kokë

Me qëllim që të studiojmë shkaqet dhe zhvillimin e tërheqjes transversale në nyjet kokë më kokë mund të konsiderojmë të dy aspektet e këtij fenomeni:

Tërheqjen transversale

Tërheqjen këndore

Konsiderojmë fenomenin e tërheqjes transversale si pasojë e saldimit kokë më kokë të dy fletëve. Me qëllim që për momentin të jemi të pavarur nga variablat e tjerë, të cilat nuk janë ato që varen drejtpërdrejt nga progresi i saldimit përgjatë nyjes, supozojmë që spostimi i burimit të nxehtësisë të jetë vetëm gjatësor dhe me shpejtësi konstante nga pika A ne pikën B (fig 2.4), që nyja bashkohet vetëm me një kalim me gjerësi konstante në kuptimin e spesorit( në mënyrë që të përjashtojmë çdo mundësi të tërheqjes këndore) dhe në fund që fletët janë të lira të lëvizin në planin e tyre për mungesë si të lidhjeve të jashtme ashtu edhe të pikimeve [7].

Nga studimi i cikleve termike dimë që fletët ngrohen sipas elipseve izotermik. Bashkimi i ekstremiteteve të akseve të vegjël të këtyre elipseve na lejon që të dallojmë dy zona: njëra, zona VCAD, në fazën e ftohjes dhe tjetra, zona VCBD, në fazën e ngrohjes.Në zonën e parë ekziston një pjesë e nyjes së bashkuar, e cila ndodhet në temperaturë më të lartë se 600˚C (pjesa EV) dhe për pasojë me kufirin e rrjedhshmërisë shumë të ulët. Analizojmë se çfarë fenomenesh të tërheqjes ndodhin në të.

Për këtë konsiderojmë në pjesën E-V një shirit materiali të marrë tërthor me nyjen. Ai është subjekt i një veprimi tërheqës analog me atë të studiuar kinse të shufrës së penguar dhe të ngrohur lokalisht. Në këtë rast pengimi ndodh për shkak të vazhdueshmërisë së materialit ekzistues ndërmjet shiritit dhe pjesës paraardhëse të salduar dhe të ftohur. Shkaqet që përcaktojnë tërheqjen mund të permblidhen si më poshtë ( fig 2.4):

Bymim i penguar dhe trashje në të nxehtë gjatë fazës së ngrohjes

Trashje për zgjatim të mëtejshëm të pjesëve anësore të cilat ngrohen akoma gjatë fazës së parë të ftohjes së zonës qendrore.

Me zvogëlimin e temperaturës kufiri i elasticitetit të shiritit të konsideruar kërkon të kthehet në vlerën normale. Duke filluar nga një moment i caktuar bëhet e mundur një tkurrje e shiritit që vazhdon gjatë periudhës së mëvonshme të ftohjes.

Efekti i tkurrjes ndihet në zonën pasardhëse (pjesa EV) që, duke qenë në temperaturë të lartë mund të trashet me lehtësi.Pjesa paraardhëse, jo e deformueshme, vepron si një bosht në levizjen drejt afrimit



ndërmjet fletëve. Si pasojë e këtij veprimi “si gërshërë” dy buzët e pasalduara akoma afrohen, duke tentuar edhe të mbivendosen. Kjo tërheqje ndalohet kur copat pikohen para kryerjes së saldimit, por ne fletë lindin sforcime të ndjeshme që në ndonjë rast, psh në saldimin me flakë oksiacetileni të fletëve të holla, mund të çojnë edhe në shkatërrimin e pikimit me pasojë mbivendosjen e fletëve (efekti gërshërë).

Figura 2.4 Efektet e terheqjes në nyjen kokë më kokë e kryer me një kalim

Tërheqja transversale është ndër të tjera, direkt e varur nga kushtet e ekzekutimit, si psh trashësia e copave që do të saldohen, sasia e nxehtësisë së futur dhe gjerësia e saldimit.

Eksperienca ka treguar se për të njëjtin vëllim të depozituar të elementit mbushës, tërheqja transversale është në përpjestim të zhdrejtë me trashësinë e tegelit, ndërsa është në përpjestim të drejtë me sasinë e nxehtësisë së futur dhe me gjerësinë e tegelit të saldimit.

Vlera që tërheqja transversale mund të arrijë në praktikën konstruktive varet shumë nga shkalla e lidhjeve që kanë copat, nga pesha e elementëve të lidhur apo edhe mund të parandalohen nga paisje të studiuara dhe të pergatitura për të lidhur copat në pozicionin e saldimit me qëllim që të evitohen deformimet gjatë dhe pas saldimit. Gjetja me preçision e shkallës së lidhjes dhe parashikimi më pas në bazë të saj të tërheqjes së mundshme shpesh është shumë e vështirë. Vlerat e tërheqjes në nyjet e salduara janë përcaktuar nëpërmjet eksperimenteve të ndryshëm. Për tërheqjen transversale këtu më poshtë do të japim rezultatet e marra për raste të ndryshme nyjesh me tërheqje transversale të cilat janë të lira ose në kushte lidhjeje minimale të përcaktuar nga përbërja e tyre.



Në diagramën e fig 2.5 tregohet ndryshimi i tërheqjes transversale të kampionëve të salduar kokë më kokë me elektrodë të veshur, në funksion të seksionit të saldaturës për fletë me trashësi të ndryshme. Materiali i fletëve të përdorura për këto eksperimente ishte çelik për konstruksione me markë S275JR. Buzët u përgatitën në formë V me kënd 60˚ dhe me distancë ndërmjet tyre nga 2-4 mm. Përmasat e fletëve ishin 500 x 500 mm dhe u lanë në gjendje të lirë të palidhura në drejtimin paralel me aksin e tegeli të saldimit. Saldimi i fletëve të holla u krye me një kalim pa lëvizje horizontale të elektrodës duke u munduar të kufizohej sa më shumë gjerësia e saldimit, ndërsa fletët e trasha u salduan me disa kalime me nxehtësi specifike të futur për njësi të gjatësisë që vinte duke u rritur nga kalimi i parë në atë të fundit brënda intervalit 3.93 – 13.8 kJ/cm. Saldimi u krye me kalime me trashësi jo të madhe me qëllim që të evitoheshin deformimet e mëdha këndore Shihet se tërheqja rritet me rritjen e seksionit të saldaturës, por me shpejtësi më të vogël sa më e madhe të jetë trashësia per tu salduar. Pastaj tenton të stabilizohet për vlera që ndodhen në intervalin ndërmjet 3-4 mm. Këto përfundime janë në harmoni me përfundimet teorike dhe eksperiencat e vrojtuara në saldim.

Figura 2.5 Tërheqja transversale në saldimin kokë më kokë në funksion të trashësisë së fletës dhe seksionit të saldaturës

Në diagramën e fig 2.6 kemi një konfirmim të ndikimit të dukshëm të seksionit të saldaturës si pasojë e formave të ndryshme të përgatitjes së buzëve për saldim në vlerën e tërheqjes transversale. Provat u kryen për saldimin kokë më kokë të fletëve me trashësi 14 mm dhe prej materiali çelik për konstruksione S275JR, i ekzekutuar me elektrodë të veshur. Përgatitja e buzëve ishte në formë X dhe V. U vu re që për përgatitjen në formë X të buzëve tërheqja është më e vogël sesa në formë V. Për çfarëdo lloj përgatitje tërheqja është aq më e madhe sa më i hapur të jetë këndi i zmusos e më e madhe distanca ndërmjet buzeve.

Në figurën 2.7 janë dhënë dy kurba të marra nga eksperimentet e kryera për nyjet kokë më kokë të përgatitura në formë V me kënd të hapjes së zmusos 60˚ të salduara respektivisht me elektrodë të



veshur dhe me flakë oksiacetileni dhe një e tretë e vlevshme për nyje të përgatitura në formë X me kënd të hapjes së zmusos 70˚, të salduar me elektrodë të veshur. Shihet që tërheqja rritet me rritjen e trashësisë që saldohet (banjo e shkrirjes me përmasa më të mëdha), që saldatura oksiacetilenike prodhon tërheqje më të mëdha se ajo me hark elektrik, për shkak të shpejtësisë më të vogël të shkrirjes dhe gjerësisë më të madhe të banjos dhe që më në fund përgatitja në formë X, për të njëjtën trashësi, lejon një futje të materialit mbushës më të kufizuar përveç se simetrik duke prodhuar kështu një tërheqje më të vogël.

Përsa i përket ndikimit të faktorëve ekzekutivë të saldimit në tërheqjen transversale është gjetur se kjo tenton të rritet me numurin e kalimeve, gjithashtu edhe tërheqja këndore është shumë e ndikuar nga numuri i kalimeve dhe tenton të rritet me rritjen e tyre. Në tabelën 2 kemi përmbledhur rezultatet e eksperimenteve të kryera.

Provat janë kryer me kampionë prej materiali çelik S275JR, me trashësi 12 mm të salduar kokë më kokë me përgatitje të buzëve në formë V me kënd të hapjes 90˚ dhe distancë ndërmjet buzëve 2 mm.

Figura 2.6 Tërheqja transversale në saldimin kokë më kokë në funksion të seksionit të saldaturës



Figura 2.7 Tërheqja transversale në saldimin kokë më kokë

Numuri i kalimeve Tërheqja transversale [mm] Tërheqja këndore [˚]

7 3.3 2˚30’

9 3.7 6˚20’

10 4.1 6˚30’

12 4.4 8˚50’

15 4.6 10˚

Tabela 2. Efekti i numurit të kalimeve në tërheqjen transversal

Mënyra e kryerjes të çdo kalimi ka gjithashtu një influencë të caktuar në tërheqjen transversale. Në rastin e saldimit me hark, sipas eksperiencave nga provat e kryera, saldimi me kalime të gjera (me lëvizje të theksuar transversale të elektrodës) prodhon një tërheqje transversale pak më të madhe se ajo me kalime të ngushta, por teknika e dytë prodhon deformime këndore më të mëdha, sepse kërkon një numër më të madh kalimesh. Në mënyrë të ngjashme saldimi me “hap mbrapa” prodhon një tërheqje transversale pak më të vogël se sa ai i vazhduar.



Një tjetër aspekt i fenomenit të tërheqjes transversale është tërheqja këndore. Le të marrim në konsideratë dy rastet e mëposhtme.

a) Saldim vetëm me një kalim

Në kryerjen e saldimit , pavarësisht nga lloji i përgatitjes së buzëve, banjo e shkrirjes në funksion të procesit përshtatet në V dhe në U pak a shumë të hapur dhe prandaj gjerësia e saj ndryshon përgjatë trashësisë , duke arritur gjerësinë maksimale në sipërfaqen e cila është e ekspozuar krejtësisht karshi burimit termik ( Fig 2.8).

Duke e imagjinuar fletën të ndarë në disa shtresa horizontale paralele, aq të holla sa në secilën prej tyre mund të supozojmë një volum konstant të banjos. Duke ditur që tërheqja transversale është në përpjestim të drejtë me gjerësinë e saldimit, kuptohet lehtë që shtresat e sipërme, me banjo më të gjerë, tërhiqen më shumë se ato të poshtmet.

Për të mundësuar këtë tërheqje, që ndryshon në mënyrë lineare përgjatë trashësisë, të dy fletët duhet të formojnë një kënd siç tregohet në Fig 2.8 b dhe këndi i formuar për devijim nga vendosja fillestare quhet “tërheqje këndore”.

Tërheqja është aq më e madhe sa më e hapur dhe josimetrike kundrejt planit horizontal mesatar është banjo e shkrirjes dhe sa më e madhe të jetë trashësia e copës.

Kjo vlen natyrisht kur të dy fletët janë të lira për tu vendosur me kënd jo vetëm për mungesë të lidhjeve të jashtme, por edhe pse pesha vetijake është e papërfillshme.

Figura 2.8 Tërheqja këndore e një nyje kokë më kokë

b) Saldimi me shumë kalime

Kur saldimi kryhet me shumë kalime me burimin termik vetëm nga njëra anë ( përgatitja e buzëve V, ½V, U ose J) futja e nxehtësisë bëhet në kohë të ndryshme dhe në kushte të ndryshme nga kalimi në kalim.

Kalimi i parë, do të jetë subjekt vetëm i tërheqjes transversale, duke ditur formën dhe trashesinë e gjerësinë e vogël të banjos së shkrirë ( tipike në saldimin manual me hark). Një tërheqje e lehtë këndore është e mundur për banjo me përmasa më të mëdha siç janë ato të realizuara me saldim oksiacetileni dhe më shumë akoma në saldimin automatik me hark.



Kalimi i dyte i gjen copat të lidhura në fund të zmusos nga kalimi i parë dhe si pasojë mund të verifikohen dy raste:

- Kalimi i parë është i hollë dhe futja e nxehtësisë në kalimin e dytë është e madhe. Ura metalike që lidh dy copat pas kalimit të parë, mund të çohet e gjitha në temperaturë më të lartë se ajo e trashjes, duke qenë kështu subjekt në fillim i një zgjatje të lehtë, dhe më pas i një tërheqjeje transversale të mëtejshme. Në këtë rast kemi një afrim të mëtejshëm të buzëve që po saldohen për tërheqje të të dy kalimeve. Është e qartë që kalimi i parë, më i ngushtë dhe me temperaturë më të ulët se i dyti, ftohet i pari dhe përbën një pikë fikse për fazën e tërheqjes së kalimit të dytë. Si pasojë kemi një tërheqje këndore që bashkohet me atë transversale.

- Kalimi i parë është më i madh dhe nuk kalon i tëri në temperaturën mbi 600˚C. Bymimi dhe tkurrja e tij janë shumë të kufizuara dhe kështu ai përbën një pengesë për tërheqjen transversale. Nëse të dy copat janë të lira të rrotullohen rreth aksit të nyjes ato pësojnë një tërheqje këndore për shkak të kalimit të dytë, më të madh se në rastin e parë, duke përdorur si bosht rrotullimi kalimin e parë.

2.2.2 Nyjet T

Le të konsiderojmë një nyje T të bashkuar me një tegel këndor (fig 2.9).

Supozojmë se forma e tegelit është trekëndore dhe ai kryhet vetëm me një kalim.

Figura 2.9 Efekti i tërheqjes në njënyje këndore

Duke parë vendosjen e copave duhet në këtë rast të konsiderojmë tërheqjen transversale si shumë të dy komponenteve:

- Tërheqjen e vetë metalit të depozituar

- Tërheqjen e copave të lidhura, të ngrohura në mënyrë jouniforme.



Tërheqja e metalit të depozituar vjen në të njëjtat mënyra si ato që pamë në tërheqjen këndore të nyjeve kokë më kokë.

Në fakt nëse imagjinojmë të ndajmë seksionin tërthor të tegelit me plane paralele me sipërfaqen e jashtme të vetë tegelit, është evidente që shtresat më të jashtme pësojne ( për faktin se kanë një gjerësi më të madhe) një tërheqje transversale më të madhe se ajo që pësojnë shtresat më të brendshme.

Si pasojë ka një rrotullim të fletëve rreth pikës A në kahun e treguar nga shigjetat 1 dhe 1’. Këtij efekti i shtohet edhe ai si pasojë e ngrohjes jouniforme të fletëve për shkak të saldimit.

Në fakt nëse i referohemi fletës H , mund të vërehet se si pasojë e futjes së nxehtësisë në faqen AB stabilizohet një regjim termik i karakterizuar nga temperatura që vijnë në zbritje në kahun e trashësisë. Edhe në këtë rast mund të dallojmë dy zona; ajo që korrespondon me temperatura më të larta dhe pëson trashje në të nxehtë, dhe tjetra në të cilën deformimet mbeten në zonën elastike.

Pas ftohjes, zona e trashur tenton të shkurtohet duke shkaktuar kështu një deformim që kërkon të rrotullojë fletën në kahun e treguar nga shigjeta 1.

Natyrisht të njëjtat konsiderata mund të shtrihen edhe për fletën P e cila për shkak të ngrohjes së lokalizuar në zonën AC kërkon të rrotullohet në kahun e treguar nga shigjeta 1’. Bashkveprimi i këtyre efekteve bën që deformimet këndore në nyjet T të jenë më të mëdha, për të njëjtat kushte ekzekutuese, sesa në nyjet kokë më kokë. Rrotullimi i fletëve është aq më i madh sa më i madh të jetë seksioni i tegelit dhe sa më i madh të jetë numri i kalimeve me të cilat ekzekutohet. Në rastin kur kryhen dy tegela në të dy anët e fletës H, rrotullimi i saj kompesohet nga simetria e futjes së nxehtësisë, por mbetet deformimi këndor i fletës P (fig 2.10 a). Ky deformim mund të ndalohet nga lidhje të përshtatshme (fig 2.10 b) ose automatikisht për kompensim kur ekzekutohet në mënyrë simetrike në një nyje kryq (fig 2.10 c).

Figura 2.10 Deformimet këndore në një nyje T dhe kryq



Tërheqja si pasojë e trashjes së fletëve varet kryesisht nga sasia e nxehtësisë së futur, nga seksioni i tegelit të saldimit dhe nga vetë trashësia e fletëve. Tërheqja rritet me rritjen e së parës dhe zvogëlohet me rritjen e së dytës. Metodat më të avashta të saldimit gjithmonë kanë tendencën e rritjes së tërheqjes nëse copat janë të lira [7].

Tërheqja transversale ndikohet edhe nga tipi i nyjes. Në diagramën e dhënë në figurën 2.11 nyjet janë radhitur sipas rendit rritës së tërheqjes transversale. Shihet se tërheqja më e vogël prodhohet nga nyjet T të salduara me pjesë të alternuara të ndjekura nga ato të salduara me pjesë ballë për ballë dhe më pas nga ato me tegel këndor të vazhduar, tërheqje më të mëdha japin nyjet me mbivendosje dhe akoma më të madhe ato kokë më kokë. E fundit është një lloj nyje e veçantë që prodhon natyrisht tërheqje maksimale. Provat janë kryer me me kampionë prej materiali çelik S275JR, të salduara manualisht me elektrodë të veshur.

Figura 2.11 Tërheqje transversale dhe gjatësore për lloje të ndryshme nyjesh



2.3 Tërheqja gjatësore

Tërheqja gjatësore e një nyje të salduar ndodh gjithmonë në kushtet e pengimit të deformimit të lirë. Në anët e zonës të shpënë në gjendje të shkrirë dhe asaj të shpënë në gjendje plastike, ndodhet gjithmonë nje zonë që është e ftohtë dhe që përbën një pengesë për tërheqjen në drejtimin gjatësor. Një copë e salduar , nën efektin e tërheqjes gjatësore, tenton të marri formë si në figurën 2.12. Edhe në këtë rast kompleksiteti i faktorëve që kushtëzojnë fenomenin e tërheqjes gjatësore e bën shumë të vështirë mundësinë e llogaritjes të vlerës së tërheqjes në rastet e mundshme në praktikë.

Figura 2.12 Deformacioni cilësor për efekt të tërheqjes gjatësore.

Kështuqë treguesit kryesorë mund të deduktohen nga rezultatet praktike, të kryera në një nyje kryq ( Fig 2.13) të salduar në mënyrë simetrike dhe më dimensione të tilla që përjashtojnë çdo mundësi të lakimeve anësore për shkak të sforcimeve që lindin gjatë saldimit.

Figura 2.13 Tërheqja gjatësore: kampion në formë kryqi, ku tregohen pikat e matjes



Rezultatet e këtyre eksperimenteve janë vendosur në diagramën e figurës 2.14. Në të është dhënë tërheqja gjatësore në funksion të seksionit tërthor të fletëve të salduara për vlera të ndryshme të sipërfaqes së seksionit tërthor të tegelit të saldimit. Saldimi është kryer me elektrodë të veshur dhe materiali i nyjes është çelik për konstruksione. Kalimet është kërkuar që të kryhen në kushte identike, përsa i përket temperaturës dhe parametrave të procesit.

Figura 2.14 Ndryshimi i tërheqjes gjatësore në funksion të seksionit të fletëve dhe të sipërfaqes së saldimit.

Nga diagrama shihet qartë se, për një seksion të tegelit të saldimit, madhësia e tërheqjes zvogëlohet me rritjen e seksionit të fletëve. Kurbat e dhëna në diagramë tregojnë se pasi kalohet një vlerë e caktuar e seksionit të fletëve, tërheqja tenton të jetë konstante.

Kjo evidenton faktin që seksioni i çelikut i mbetur praktikisht i ftohtë fiton mbizotërimin mbi faktorët e tjerë dhe çdo rritje e mëtejshme e seksionit ( të paktën per rastet që kemi eksperimentuar) nuk ka ndikim në tërheqjen gjatësore.Për seksion tërthor të barabartë të fletëve, madhësia e tërheqjes



gjatësore rritet me rritjen e sipërfaqes së seksionit të saldaturës. Vlerat e tërheqjes gjatësore të dhëna në figurën 2.14 i përgjigjen një nyjeje me gjatësi 500 mm. Prova të mëtejshme kanë treguar që këto vlera mbeten praktikisht të pandryshueshme ( gjithmone referuar për një metër gjatësi) kur gjatësia rritet. Është vëzhguar që, sa më sipër vlen mesatarisht për nyjen, dhe kjo mesatare është rezultante e një tërheqje pak më të madhe në skaje dhe më të vogël në mesin e saj.

Në figurën 2.11 janë dhënë vlerat e tërheqjes gjatësore për lloje të ndryshme nyjesh. Kushtet gjithmonë ekzistues të lidhjes kufizojnë madhësinë e tërheqjes gjatësore, me pasojë lindjen e sforcimeve mbetëse të brendshme të cilat veprojnë paralel me drejtimin e aksit të tegelit të saldimit.

Si pasojë e këtyre sforcimeve aksiale, nëse momenti i inercisë së copës në planin pingul me tegelin nuk është në vlera të mëdha ( rasti i fletëve të holla e me trashësi mesatare), nyja e ngarkuar në këtë mënyrë tenton të harkohet. Nëse ngarkesa është eksentrike karshi planit mesatar të fletës ( si në rastin e materialit mbushës të futur në mënyrë josimetrike) ky efekt do të jetë më i fortë.

KAPITULLI III

3. Origjina e sfocimeve të mbetura në saldim


Kushtet e veçanta të ngrohjes dhe të ftohjes jouniforme nën të cilat kryhet procesi i saldimit si edhe pamundësia për tërheqjet që të zhvillohen në mënyrë krejt të lirë dhe të plotë, krijojnë në mënyrë të paevitueshme në nyjen që po saldohet sforcime, të cilat quhen “sforcime mbetëse të saldimit” ose në kompleksitetin e tyre “sforcime të tërheqjes”ose “sforcime të brëndshme”.

Tërheqja e masës metalike e cila është shpënë në temperaturë të lartë do të duhej të verifikohej në të gjitha drejtimet, por duke qenë pak a shumë e penguar, përcakton një gjendje të sforcuar komplekse. Kemi sforcime në drejtimin gjatësor σL, në drejtimin transversal σT dhe në përgjithsi në vlera më të vogla në drejtimin pingul σP ( Fig 3.1).

Figura 3.1 Drejtimi i sforcimeve të brëndshme të saldimit



Sforcimet gjatësore të mbetura të saldimit janë ato me vlerë më të madhe, sepse në drejtimin gjatësor kemi në mënyrë të paevitueshme kushte të vetëpengimit më të rrepta, ndërsa vlera e sforcimeve transversale varet nga procedura e saldimit ( mbi të gjitha ka përparësinë nxehtësia specifike e futur e cila ndikon shumë në tërheqjen transversale të nyjeve të gjata) si edhe shkalla e lidhjeve të aplikuara për të penguar ose kufizuar deformimet [8].

Shumë studime me karakter eksperimental janë kryer nga autorë të ndryshëm, me qëllim që të evidentojnë vlerën maksimale si edhe ecurinë e sforcimeve të mbetura në nyjet e salduara. Këto janë kryer kryesisht për nyjet kokë më kokë dhe eksperimentet janë kryer si në kampionë të posaçëm ashtu edhe në nyje reale të konstruksioneve. Rezultatet kanë treguar se edhe për rastin e fundit, duke lënë mënjanë ndryshimet e sforcimeve për shkak të ndryshimit të lidhjeve dhe mbivendosjes së sforcimeve mbetëse të përgatitjes, të montimit dhe të saldimit të nyjeve të tjera, vlerat e këtyre sforcimeve janë gjithmonë të larta dhe në disa raste të barabarta me kufirin e rrjedhshmërisë, të cilat mund të krijojnë edhe deformime plastike të materialit.

Nga kjo përshtatje plastike e materialit në kushtet e gjendjes së sforcuar rrjedh në thelb mundësia për të marrë nyje të mira saldimi. Edhe duke patur të gjithë kujdesin për te kufizuar sforcimet e brendshme dhe përqëndrimin e tyre, shpesh është e paevitueshme prania e tyre në nyjet e salduara, kryesisht në konstruksione komplekse. Duke qenë se masat ekzekutive parandaluese nuk lejojnë që të parandalohet formimi i sforcimeve të saldimit, rrjedh rëndësia e materialit, karakteristikat plastike të të cilit duhet të zbusin sforcimet e krijuara nga saldatura.

3.2 Sforcimet transversale e gjatësore në nyjet kokë më kokë

Shumë studime teoriko – eksperimetale të kryera kanë lejuar të përcaktohet se si ndryshojnë sforcimet gjatësore dhe transversale të mbetura nga saldimi në nyjet e salduara kokë më kokë dhe të përcaktohen vlerat e tyre në të dy drejtimet.

Në rastin e saldimit të kampionëve të lirë nga lidhjet e jashtme dhe kështu të lirë që të tërhiqen, eksperimentet e kryera kanë treguar se për saldimin manual me hark, shpërndarja e sforcimeve σL dhe σT kanë një ecuri si ai që tregohet në figurat 3.2 a dhe b, dhe 3.3 [9],[10].

Në një seksion të çfarëdoshëm transversal x-x ( Fig 3.2 a dhe b) ecuria e sforcimeve të mbetura gjatësore jepen nga kurba e cila tregon se këto sforcime janë në tërheqje në nyjen e salduar dhe në zonën menjëherë pranë saj , dhe në shtypje në zonat e jashtme. Eksperiencat gjithashtu kanë treguar se shpërndarja e sforcimeve gatësore është e njëjtë për të gjitha seksionet transversale, siç tregohet edhe nga kurba. Nga kjo rrjedh se gjatë një plani gjatësor y-y paralel me aksin e nyjes dhe në një distancë d të çfarëdoshme nga vetë aksi, sforcimet σL qëndrojnë konstante dhe me vlerë e cila varet nga distanca d ( Fig 3.2 b).



Figura 3.2 a dhe b. Ecuria e sforcimeve gjatësore në nyjët kokë më kokë.

Në figurën 3.3 jepet shpërndarja e sforcimeve transversale ( të rrotulluara me 90˚ në planin e tyre). Nga aty shihet se këto sforcime, përgjatë një seksioni të çfarëdoshëm transversal, janë gjithmonë me të njëjtën shenjë ( kurbat a dhe a’) dhe tamam ato janë në tërheqje në zonën qendrore dhe në shtypje në zonat e skajshme.

Kjo tregohet nga kurba b e cila përfaqson shpërndarjen e σT përgjatë një seksioni gjatësor y-y të çfarëdoshëm.



Figura 3.3. Ecuria e sforcimeve transversal në xhuntot kokë më kokë

Përfundimet më të rëndësishme që mund të nxirren nga eksperimentet e kryera për studimin e sforcimeve të mbetura të saldimit mund të përmblidhen në pikat e mëposhtme [11].

Në shpërndarjen e sforcimeve transversale vihet re se:

Sforcimet transversale vështirë që mund të kalojnë 100 N/mm2, kur saldohet me tërheqje të lirë. Kur kampionët inkastrohen paralel me nyjen e salduar, kjo vlerë mund edhe të dyfishohet.

Sforcimet transversale maksimale verifikohen në një shirit mbi aksin e nyjes, ato janë positive (në tërheqje) në zonën qendrore dhe negative ( në shtypje) në ekstremet e nyjes.

Ngrohja më e gjerë ( saldimi me flakë oksiacetileni ose me procedura që kërkojnë intensitet të lartë të rrymës elektrike, si me hark të zhytur ose me elektroskorje) prodhon vlera maksimale të sforcimeve transversale pak më të vogla se ato të prodhuara nga ngrohja më e ngushtë ( saldim me hark me elektrodë të veshur, MIG, MAG, TIG) në rastin e kampionëve të lirë. Në rastin e kampionëve të inkastruar ndodh e kundërta, dmth saldimi me hark manual prodhon sforcime transversale më të vogla se ato të proceseve të mekanizuara të përmendura më lart. Kjo është në harmoni me faktin që tërheqja transversale tenton të rritet me rritjen e gjerësisë së zonës së ngrohur, dhe kështu është llogjike që edhe sforcimet që përfaqsojnë këto deformime të penguara, tentojnë të rriten me to.

Skajet e nyjeve rezultojnë zakonisht të shtypura në drejtimin transversal. Kjo shpërndarje e sforcimeve transversale është një avantazh, sepse i bën më pak të rrezikshme defektet e ekstremiteteve ( zgavra, jovazhdueshmëri e formës, paplotësueshmërinë, etj), të cilat janë shumë më frekuenete në skaje sesa në zonën qendrore.



Në shpërndarjen e sforcimeve gjatësore vihet re se:

Sforcimet gjatësore, duke ditur që saldatura kryhet gjithmonë në kushtet e një vetëpengimi të fortë, kanë vlera të mëdha dhe në nyjet e gjata arrijnë me lehtësi kufirin e elasticitetit të materialit dhe mund të provokojnë deformime plastike të zonës së salduar.

Saldimi manual me hark prodhon sforcime maksimale më të larta se ato të shkaktuara nga procedura që karakterizohen nga kontribut termik më i madh. Shpesh në të dyja rastet, por më shpesh në rastin e harkut manual, kalohet kufiri i elasticitetit.

Zona e saldimit rezulton e tërhequr, ndërsa ato anësore në shtypje.

Sforcimi gjatësor që është pak a shumë konstant përgjatë gjithë nyjes, bëhet zero për arsye të ekuilibrit në skaje. Pjesa e rënies duket të jetë në rangun 100-200 mm. Copat shumë të shkurtëra kanë sforcime gjatësore më të vogla.

Inkastrimet paralele me aksin e saldimit nuk kanë praktikisht ndikim në ecurinë dhe në vlerat e sforcimeve gjatësore.

3.3 Shpërndarja e sforcimeve të brëndshme në drejtim të trashësisë

Siç e kemi theksuar edhe më parë, konsideratat e bëra deri këtu, të marra nga eksperimentet e kryera tregojnë ecurinë e sforcimeve të mbetura në fibrat sipërfaqsore të kampionëve.

Studime të tjera janë kryer për të analizuar shpërndarjen e sforcimeve të mbetura përgjatë drejtimit të trashësisë. Në rastin e fletëve të salduara me trashësi më të madhe se 25 mm, edhe sforcimet e mbetura në drejtimin pingul mund të bëhen të rëndësishme [12].

Në figurën 3.4 jepet shpërndarja, e marrë nga eksperimentet, e sforcimeve të mbetura përgjatë drejtimit të trashësisë në një nyje kokë më kokë prej materiali çelik me karbon, me përgatitje X të buzëve, trashësi 36 mm, gjatësi dhe gjerësi 500 mm. Saldimi u krye me elektrodë të veshur duke salduar nga të dyja krahët në mënyrë të alternuar në mënyrë që të minmizohej deformimi këndor.

Nga figura 3.4 shihet se sforcimet gjatësore dhe transversale janë në tërheqje në zonat pranë sipërfaqes së kampionit. Sforcimet transversale në shtypje, në zemër të saldaturës, janë prodhuar nga kryerja e kalimeve të fundit të mbushjes së hapsirës mes buzëve.

Në figurën 3.4 tregohet shpërndarja e sforcimeve të mbetura pingule, të cilat anullohen në sipërfaqet e kampionit. Edhe pse në këtë rast sforcimet rezultojnë në shtypje, kërkues të tjerë mbështesin hipotezën se këto sforcime mund të jenë edhe në tërheqje edhe në brendësi të spesorit të salduar, në mënyrë të veçantë për spesorët e mëdhenj [13].



Figura 3.4 Ecuria e sforcimeve të mbetura në drejtim të trashësisë në nyjet e salduara kokë më kokë

3.4 Studimi i sforcimeve të brendshme në drejtim të trashësisë me FEM

Përveç kërkimeve eksperimetale për të përcaktuar shpërndarjen e sforcimeve të mbetura në nyjen e saldimit është përdorur edhe teoria e elementëve të fundëm. Për këtë jam bazuar në një model nyjeje i cili jepet në Figurën 3.5 a [14]. Ky model përfaqson nyjen ndërmjet trupit cilindrik dhe fundit gjysmësferik të një rezervuari të treguar në Figurën 3.5 b [15].

Kalimet e saldimit janë kryer në mënyrë të alternuar në krahët e kundërt të X në mënyrë që të parandalohej deformimi këndor. Material i nyjes ishte çelik për konstruksione, i salduar me hark të zhytur (30 kJ/cm) me material mbushës analog dhe me një parangrohje rreth 100˚C.



Figura 3.5 Modeli eksperimental ( nyja ndërmjet trupit cilindrik dhe fundit gjysmësferik)

3.4.1 Përshkrimi i modelit me elementë të fundëm

Modelet 3-dimensionale të saldimit për vlerësimin e cikleve termike dhe sforcimeve të mbetura përdoren gjerësisht si në fushën akademike të studimit ashtu edhe për qëllime komerciale [14]. Modelimi i dhënë këtu më sipër përdor një model termik 3-dimensional të shoqëruar me një model elasto- plastik për llogaritjen e sforcimeve dhe deformimeve. Modeli u krijua me Comsol Finite Element. Sforcimet në modelin elasto – plastik për shkak të bymimit termik llogariten pas çdo kalimi. Pas kalimit të fundit modeli lejohet të ftohet duke na dhënë kështu gjendjen e sforcuar pas saldimit. Analiza e sforcimeve u krye kundër radhës së saldimit dmth nga metali bazë i ftohtë në drejtim të burimit të nxehtësisë duke ditur gradientet e temperaturës deri në temperaturën e dhomës. Kjo garanton që printimi i gjendjes së sforcuar përfundimtare të ketë marrë në konsideratë historinë e mëparshme të temperaturës dhe gjendjes së sforcuar [16],[17].

3.4.2. Aplikimi i modelit

Vetitë termike të përdorura në model janë të njëjta me ato të çelikut të derdhur. Në mënyrë artificiale rritet përcjellshmëria termike për temperatura më të larta se 1000˚C, me qëllim kapjen e transmetimit të nxehtësisë me konveksion në banjon e shkrirë [18] . Nxehtësia latente e shkrirjes u fut në model duke rritur artificialisht nxehtësinë specifike rreth pikës së shkrirjes. Madhësia e nxehtësisë latente u testua dhe u gjet se nuk kishte efekt në madhësinë e sforcimeve të mbetura përfundimtare [19]. Burimi i nxehtësisë u përfaqsua me një burim nxehtësie konvencional dopio ellipsoid, siç rekomandohet edhe nga literature [20],[21].

Në fig. 3.6 a dhe 3.6 b tregohen sforcimet e mbetura gjatësore në korrespondencë me nivele të ndryshme të mbushjes së saldimit ( me temperaturë të kalimeve 200˚C) respektivisht në sipërfaqen e



kampionëve ( në drejtimin normal me aksin e tegelit) dhe në drejtimin e spesorit. Këto shpërndarje janë nxjerrë me analizë elasto – plastike tredimensionale me elementë të fundëm [22].

Pas përfundimit të saldaturës shpërndarja e sforcimeve të mbetura gjatësore në sipërfaqen e kampionit është treguar në Fig 3.7 a. Mund të vërehet se vlera maksimale është spostuar rreth 20 mm kundrejt anës së kalimit të fundit. Figura 3.7 b tregon shpërndarjen e sforcimeve të mbetura gjatësore në drejtim të spesorit në korrespondencë me aksin e tegelit dhe në dy distanca të ndryshme nga aksi. Siç tregon figura 3.7, ndërsa në sipërfaqen e jashtme të saldimit sforcimet e brëndshme gjatësore janë positive në vlerë të vogël, vlerën e tyre më të lartë e kanë në një thellësi të caktuar , në korrespondencë me disa shtresa të kalimeve.

Figura 3.6 a dhe b. Ecuria e sforcimeve të mbetura gjatësore në funksion të niveleve të ndryshme të mbushjes me saldim

Përsa kemi parë më sipër rezulton evidente vështirësia për të gjetur shpërndarjen efektive të sforcimeve të mbetura, e lidhur ngushtë me rastet e veçanta dhe e ndikuar nga një numër i madh faktorësh. Nga ana tjetër, për arsye mbrojtëse, normativat konsiderojnë sforcime të brëndshme ideale konstante dhe të barabarta me kufirin e elasticitetit të materialit, si në fushën e mekanikës së frakturës, ashtu edhe në atë të lodhjes e tensokorrozionit.

Në kushte të tilla, duke qenë ndonjeherë shumë mbrojtëse, me qëllim shfrytëzimin sa më të mirë të materialit, merret shtytje për të vazhduar studimet për një vlerësim më të saktë të gjendjes së sforcuar në raste të veçanta praktike.

Për këtë do të ilustrojme më poshtë disa raste tipike të shpërndarjes së sforcimeve të saldaturës.



Figura 3.7 a dhe b. Krahasimi i shpërndarjes së sforcimeve ( vlerat eksperimentale dhe vlerat e llogaritura me FEM)

3.5 Raste tipike të shpërndarjes së sforcimeve

3.5.1 Saldimi perimetral i objekteve nëpër fletë.

Figura 3.8 tregon një saldim ndërmjet një cope rrethore dhe një flete të përgatitur me vrimë, rast tipik saldimi gjatë riparimeve. Në figurën 3.8 b tregohet skematikisht shpërndarja e sforcimeve radiale dhe tangenciale të cilat rezultojnë të larta në vecanti në korrespondencë me tegelin, prej nga shpesh në këtë zonë kemi edhe çarje.

Figura 3.8 a dhe b. Shpërndarja cilësore e sforcimeve të mbetura për efekt të saldimit të një arnë rrethore.



3.5.2 Trarët e salduar

Po japim këtu më poshtë shpërndarjen e sforcimeve të mbetura gjatësore në trarët e salduar me profil T, dopio T dhe kuti ( fig 3.9).

Figura 3.9 Shpërndarja e sforcimeve të mbetura gjatësore për shkak të saldimit në trarët e përbërë.

3.5.3 Nyje perimetrale ndërmjet tubash

Shpërndarja e sforcimeve të mbetura në një nyje perimetrale ndërmjet tubave varet nga diametri dhe nga trashësia e murit të tubit, nga përgatitja dhe nga radha e saldimit [23].

Matjet janë bërë me ekstensiometër në tuba çeliku me markë API 5L X52 PSL 2, me diametër 18” (457 mm) dhe me spesor 9.52 mm, duke marrë shpërndarjen e fig. 3.10. Në këto eksperimente është përdorur saldimi me procedure TIG me ambient gazi inert për mbrojtjen e tegelit edhe nga brënda tubit.



Figura 3.10 Shpërndarja e sforcimeve mbetëse gjatësore (a) dhe transversale (b) në saldimin e tubave prej çeliku me pak karbon (API 5L X52 PSL 2)

Gjithashtu të tjera eksperimente janë bërë për të studiuar ecurinë e sforcimeve të mbetura në rastin e tubave prej çeliku rezistent ndaj temperaturave të larta me përmbajtje të lartë Cr, me markë ASME SA 335 P11 ( diametri i jashtëm 4” ose 114,3 mm dhe trashësia 8,56 mm) me saldim manual me procedure TIG në pozicion fiks me aksin horizontal. Saldimi u krye me 5 kalime me nxehtësi të futur përkatësisht (4.5, 3.6, 5.28, 9.24, 8.58 kJ/cm) dhe me kënd të përgatitjes së buzëve 60˚ e me distancë 2-4 mm ndërmjet tyre. Gjatë gjithë kohës së saldimit u krye një parangrohje prej 100˚C. Me rëndësi ishte edhe matja e fortësisë pas saldimit. Kjo u krye në tre zona, në metalin bazë, ne zonën e prekur termikisht dhe në vetë tegelin e saldimit. Duke parë se fortesia në zonën termikisht të prekur dhe në tegelin e saldimit kalonte vlerat prej 225 HV u krye një trajtim termik pas saldimit me ngrohje me shpejtësi 200 C/h deri në temperaturën 655˚C, mbajtje në këtë temperaturë për 30’ dhe me pas ftohje me të njëjtën shpejtësi 200 C/h. Rezultatet e shpërndarjes së sforcimeve të mbetura jepen në fig. 3.10 dhe në figurën 3.11 jepet pamja e tegelit e marrë nga radiografia.



Figura 3.10. Ecuria e sforcimeve të mbetura në saldimin kokë më kokë të tubave të çelikut me markë ASME SA 335 P11

Fig3.11. Radiografia e tegelit të saldimit

Duket qartë nga të dy eksperiencat, se gjendjet me sforcime më të larta, si për sforcimet mbetëse gjatësore ashtu edhe për ato transversale, manifestohen në sipërfaqen e brendshme dhe janë në tërheqje. Një shpjegim i kësaj mund ti jepet duke konsideruar gradientët e ndryshëm termik të të dy sipërfaqeve gjatë ftohjes. Në fakt në rastin e dytë është verifikuar në mënyrë eksperimentale që pas depozitimit të kalimit të fundit, gjatë ftohjes, për shkak të shkëmbimit më të lartë të nxehtësisë nga jashtë, faqja e brendshme gjithmonë ndodhet në një temperaturë më të lartë rreth 80˚C në krahasim me faqen e jashtme, duke u nisur që prej temperaturave ( rreth 850˚ - 900˚C) poshtë të cilave janë të rëndësishmë diferencat e vlerave të kufirt të rrjedhshmërisë në lidhje me temperaturën.



KAPITULLI IV

4. PASOJAT E TËRHEQJES DHE SFORCIMEVE TË BRENDSHME

4.1 Sjellja e nyjeve të ngarkuara gjatë shërbimit

Kemi parë më sipër se si sforcimet mbetëse të saldimit mund të arrijnë vlera shumë të mëdha aq sa të kalojnë edhe kufirin e elasticitetit të materialit, kryesisht në drejtimin gjatësor përgjatë aksit të saldimit. Kur në kushtet e shërbimit forcat e jashtme ngacmojnë copën ose strukturën e salduar, sforcimeve ekzistuese të saldimit i mbivendosen ato që vijnë nga ngarkesat e jashtme. Nëse këto të fundit i kundërshtojnë të parat, natyrisht që këto zvogëlohen ose edhe mund të anullohen. Ky është rasti më i favorshëm që shfrytëzon dobinë e parangarkimit. Në rast të kundërt nëse të dy sforcimet, i saldimit dhe i shërbimit, kanë të njëjtin kah, ato mblidhen dhe mund të kalojnë kufirin e rrjedhshmërisë duke provokuar kështu deformime plastike [24].

Në këtë rast të fundit një studim cilësor i sjelljes së materialit na lejon që të nxjerrim disa konsiderata të rëndësishme.

4.1.1 Ngarkesa në tërheqje

Le të konsiderojmë dy fletë çeliku të butë të salduara kokë më kokë dhe kështu subjekt i një sistemi sforcimesh mbetëse. Në veçanti sforcimet gjatësore ( që janë edhe ato më të mëdhatë) rezultojnë në tërheqje në zonën qendrore të nyjes dhe në shtypje në atë anësore. Si model mekanik ekuivalent për përfaqsimin e një nyje të salduar si më sipër mund të shërbejë një sistem prej tre shufrash çeliku të izoluara nga njëra tjetra me sjellje elastike – perfekte plastike ( Fig. 4.1).

Figura 4.1 Ekuivalenca ndërmjet modelit mekanik (a) dhe nyjes së salduar (b)



Të tre shufrat janë të lidhura nga dy traversa të supozuara pafundësisht të ngurta. Shufra qendrore është e filetuar në njërin fund të saj dhe kalon lart nëpërmjet një vrime në traversën e sipërme. Duke shtërnguar dadon, ajo rezulton e ngarkuar në tërheqje, ndërsa dy shufrat anësore për arsye të ekuilibrit punojnë në shtypje. Imagjinojmë ta shtërngojmë dadon derisa sforcimi në shufrën e mesit të arrijë kufirin e rrjedhshmërisë. Kështu mund të arrihet analogjia e modelit me gjendjen e sforcuar të nyjes së salduar kokë më kokë.

Në këto kushte nëse Q është ngarkesa që rrjedh nga veprimi i dados si dhe Aa dhe Ab seksionet e shufrave, sforcimet në to do të jenë:

aA AQ / bB AQ 2/

Përderisa kemi supozuar se sforcimi në shufrën e mesit arrin vlerën e kufirit të rrjedhshmërisë do të kemi:

rrA

Nëse tani aplikojmë në model një ngarkesë P në tërheqje paralel me tre shufrat, ajo do të provokojë në shufrën qendrore një rrjedhje plastike së ciles i korrespondon një deformim permanent me një sforcim konstant:

rraA AQ /

Ndërsa shufrat anësore do të zgjaten në mënyrë elastike dhe gjendja e tyre e sforcuar modifikohet si më poshtë:

bbbB A

QPAPAQ2

2/2/

Vlera maksimale e ngarkesës P që mund të mbahet nga struktura, e parangarkuar nga veprimi i dados, nëse duam të evitojmë deformimet permanente në të gjithë sistemin, është ajo që shpie në kufirin e rrjedhshmërisë edhe sforcimet në shufrat e jashtme.

Duke e zgjidhur relacionin e mësipërm në lidhje me P do të kemi:

QAP bB 2

Duke pranuar rrB

Do të marrim QAP brr 2max

Përderisa arr AQ )2(max abrr AAP

Relacioni i fundit tregon se ngarkesa maksimale që mban modeli në kushtet e hipotezuara është e njëjtë me atë që do të mbante në mungesë të gjendjes së parangarkuar.



Si përfundim sforcimet mbetëse të saldimit nuk e ndryshojnë aftësinë mbajtëse statike të nyjes së salduar, sepse materiali është në gjendje të modifikojë shpërndarjen e sforcimeve nëpërmjet rrjedhjes plastike.

Le të shqyrtojmë tani grafikisht sjelljen e modelit të parangarkuar në mënyrë që shufra e qendrës te ketë kaluar kufirn e elasticitetit, si pasojë e veprimit të forcës P.

Fenomeni mund të studiohet në mënyrë të thjeshtë duke konsideruar radhën e fazave të ndryshme të ngarkimit në diagramën (σ – ε) të figurës 4.2.

Gjendja e parangarkuar, korrespondente me sforcimet e mbetura gjatësore të saldimit, jepet nga pika A në diagramë, për shufrën qendrore ( sforcime në tërheqje të barabarta me kufirin e rrjedhshmërisë) dhe nga pika B për secilën nga shufrat anësore ( sforcime në shtypje në zonën elastike). Pozicioni i pikës B varet nga vlera e raportit 2Ab/Aa.

Pas aplikimit të forcës P në të gjithë sistemin , shufra qendrore pëson një zgjatje plastike dhe pika përfaqsuese e gjendjes së sforcuar spostohet në A’, ndërsa shufrat anësore pësojnë një zgjatje elastike që sposton pikën përfaqsuese në B’. Për arsye të natyrshme harmonie, të varura nga supozimi i ngurtësisë së traversave, spostimet e hufrave duhet të jenë të njëjta.

Figura 4.2 Modifikimi i sforcimeve gjatësore në një nyje të salduar pas aplikimit të një ngarkese të jashtme



Nëse në këtë pikë hiqet ngarkesa P, shufrat anësore tentojnë të anullojnë deformimin elastik paraardhës dhe për këtë pika përfaqsuese spostohet nga B’ në B’’, duke rikuperuar deformimin ε’’. Edhe shufra qendrore për harmoni shkurtohet në mënyrë elastike dhe pika përfaqsuese e gjendjes së sforcuar spostohet në A’’. Pra si pasojë e aplikimit të përkohshëm të ngarkesës P, pika përfaqsuese e gjendjes së sforcuar e shufrës qendrore ka kaluar në një nivel sforcimesh inferior në krahasim me atë para aplikimit të ngarkesës.

Për korrespondencë ndërmjet sjelljes së modelit të studiuar dhe një nyjeje të salduar, rrjedh që aplikimi i përkohshëm i ngarkesës sjell në një ulje të nivelit të sforcimeve të mbetura të shkaktuara nga saldatura.

Eksperimentet e kryera për këtë qëllim në fletët e salduara kanë treguar që përfundimet cilësore të marra si më sipër gjejnë një përputhje efektive me fenomenet reale.

Mund të jetë interesante në këtë pikë, të llogarisim madhësinë maksimale të zgjatjes për të vlerësuar se ajo nuk sjell përforcime të rrezikshme. Për këtë qëllim , supozohet se material i shufrave është një çelik i butë me σrr = 240 N/mm2 dhe që seksioni i të tre shufrave është i njëjtë.

Duke ju referuar figurës 3.2 rezulton se σA = 240 N/mm2 dhe σB = 120 N/mm2.

Madhësia maksimale e ε’ sipas ligjit të Hooke është:

3242 10*7,1/10*21//360/' mmNmmNEBA

Pra zgjatja maksimale në përqindje rezulton vetëm 0.17 %, vlerë kjo që nuk rrezikon përforcimin.

Në përfundim, kemi gjetur këtu justifikimin, pse verifikimet statike për një nyje të salduar normalisht kryhen duke konsideruar si gjendje të sforcuar konvencionale vetëm atë që rrjedh nga ngarkesat e aplikuara dhe nuk interesohen krejtësisht për gjendjen e sforcuar të mbetur pas saldimit e prezente në nyje. Kjo mënyrë procedimi bazohet në koncepte analoge me atë të llogartjes nga shkatërrimi, duke konsideruar faktin që ngarkesa e shkatërrimit për nyjen nuk rezulton e ndikuar nga sforcimet e mbetura.

Nuk mund të themi të njëjtën gjë për verifikimin e elementëve strukturalë që mund të jenë subjekt të fenomeneve të mosqendrueshmërisë së ekuilibrirt. Në këto verifikime prania e sforcimeve të mbetura loz një rol shumë të rëndesishëm.

4.1.2 Ngarkesa në shtypje

Nëse do të kishim ekzaminuar modelin e mësipërm hap pas hapi, me rritjen e ngarkesës së aplikuar, do të vërenim një sjellje jolineare të sistemit që në vlerat më të vogla të ngarkesës së aplikuar, tamam për shkak të gjendjes fillestare të parasforcuar, dmth të sforcimeve mbetëse [25].

Një metodë eksperimentale për të vënë në evidencë këtë fenomen është prova në shtypje e kolonave profiluara (“stub column test”), që lejon një verifikim indirekt të pranisë së sforcimeve të mbetura dhe të influencës tyre në lidhjen themelore sforcime – deformime globale të materialit.



Figura 4.3 Prova në shtypje me kampionë të profiluar

Prova ( Fig 4.3) në thelb evidenton uljen e kufirit të proporcionalitetit të të gjithë seksionit transversal (σp) në krahasim me vlerën e matur në kampionë të thjeshtë të marrë prej materialit (σ0). Kjo ulje shkaktohet nga plastifikimi, i cili manifestohet para arritjes së kufirit të rrjedhshmërisë të çelikut, për shkak të sforcimeve mbetëse në shtypje.

Në planin “sforcime mesatare (σm) – deformime të aplikuara (εa)”, kurba karakteristike e kësaj prove në shtypje globale ka nje lakore që fillon për σp < σ0 dhe që rakordohet me pjesën e pastër plastike të provës së kryer në një kampion të vetëm, atëhere kur seksioni është krejtësisht i plastifikuar.

Eksperimentet e kryera deri më tani kanë treguar që diferenca ndërmjet kufirit të rrjedhshmërisë të çelikut σ0 dhe kufirit të proporcionalitetit të të gjithë seksionit σp korrespondon tamam me vlerën



maksimale të sforcimeve të mbetura në shtypje σR në skajet e fletëve ose në qendrën e murit të seksionit.

Gjithmonë nga prova në shtypje globale merret diagrama e ( fig 4.3) “moduli tangent mesatar (Etm) - deformime të aplikuara (εa)”, që fillon me vlerën e modulit elastik (E) për vlera të vogla të deformimeve dhe me shpejtësi fillon të zvogëlohet për shkak të plastifikimit të prodhuar nga prania e sforcimeve të mbetura, derisa bëhen zero në regjim plastifikimi të plotë.

Në rastin e shufrave në shtypje zvogëlimi i modulit tangent në krahasim me modulin elastik është përgjegjës i uljes së kurbës kritike reale në krahasim me parashikimet e teorisë klasike të Eulerit.

Nëse analizohet fenomeni i paqëndrueshmërisë për ngarkesat e punës të kollonave duke ndjekur teorinë e Shanley, e cila lidh sforcimet kritike me modulin tangent sipas formulës:

/2tkrt E

mund të krijohet cilësisht një ide e degradimit të prodhuar nga prania e sforcimeve të mbetura në kapacitetin mbajtës të elementit. Akoma cilësisht mund të merret me mend në çfarë mase ky degradim varet nga plastifikimet lokale që verifikohen në regjimet elasto- plastike prej mbledhjes së sforcimeve të mbetura në shtypje dhe atyre prej ngarkesave të jashtme të cilat dobësojnë seksionin në zonat më aktive ( skajet e fletëve) në dëm të ngurtësisë në përkulje.

Nën aspektin sasior ndikimi i sforcimeve mbetëse të saldimit në aftësinë mbajtëse të kollonave ka qenë objekt i studimeve të shumta teorike e eksperimentale. Nga këndvështrimi teorik fenomeni është analizuar numerikisht nëpërmjet metodave të simulimeve të cilat kanë zëvendësuar aktualisht metodat klasike dhe janë te drejtuara në mënyrë të veçantë në ekzaminimin e sjelljes së “shufrave industriale”, dmth të prekura nga të gjitha joperfeksionet e shkaktuara nga proceset e përpunimit industrial [26].

Përveç fenomenit të qëndrueshmërisë së kollonave, ndikimi jo i favorshëm i sforcimeve mbetëse në fenomene të tjera të qëndrueshmërisë ( si p.sh përkulës – përdredhës i trarëve) është studiuar në shumë kërkime eksperimentale.

Megjithkëto është e detyrueshme të saktësojme që jo gjithmonë prania e sforcimeve mbetëse zvogëlon aftësinë mbajtëse. Në rastet e tegelave të saldimit të depozituara në skajet e fletëve ose kur piastrat e fletëve janë prerë me flakë, manifestohen në skajet e fletëve sforcime mbetëse në tërheqje që prodhojnë një efekt të dobishëm kur elementi është i ngarkuar në shtypje, të tillë që aftësia mbajtëse mund të rezultojë e njejtë ose edhe më e madhe se ajo e profilit analog të petëzuar.



4.2 IDENTIFIKIMI I DIFEKTEVE NË STRUKTURAT METALIKE PËR SHKAK TË SFORCIMEVE TË MBETURA NË PROCESIN E SALDIMIT DHE RIPARIMI I TYRE

4.2.1 Të përgjithshme Në ditët e sotme përdorimi i strukturave prej çeliku ka marrë një zhvillim të madh. Për mbrojtjen e tyre nga korrozioni merren masa mbrojtëse, në përgjithësi përdoret zinkimi në të nxehtë. Por shpesh moszbatimi i parametrave të proceseve teknologjike, si dhe mungesa e një plani të mirë të kontrollit të cilësisë bëhen shkak që të kemi defekte të ndryshme në strukturat metalike dhe mosgjetja në kohë e tyre bëhet shkak për shkatërrimin e tyre. Pikërisht humbja e këtyre koordinatave teknike kanë çuar edhe në problemin që do të trajtohet në vijim.

Këtu më poshtë do të tregojmë mënyrën e identifikimit dhe diagnostifikimin e çarjeve në struktura metalike të galvanizuara (me zink) në të nxehtë. Shkak i këtyre çarjeve ishin deformimet mbetëse të saldimit. Gjithashtu do të përshkruhen edhe metodat joshkatërruese të përdorura për kontrollin e këtyre kollonave me qëllim gjetjen e mikroçarjeve te tjera në zonën përreth defektit si edhe testimet shkatërruese dhe vrojtimet kristalografike të kryera në laborator, mbi kampione të marra nga kolona e dëmtuar, me qëllim verifikimin e karakteristikave të materialit të përdorur si edhe gjetjen e defekteve të ndryshme strukturore të lindura gjatë procesit të prodhimit, saldimit ose galvanizimit të tyre. Më tej do të tregohet metodologjia e analizës së proceseve të prodhimit të kolonës, duke përcaktuar kështu shkaqet potenciale që kanë shpënë në çarjen e kolonës. Në fund do të jepen edhe zgjidhjet konstruktive e aksionet korrigjuese të përdorura për riparimin e kolonës dhe rivendosjen e karakteristikave fiziko-mekanike të saj. Për të kontrolluar këtë zgjidhje konstruktive u përdorën metodat analitike dhe ato me elemente të fundëm FEM. Për llogaritjen me elemente të fundëm u përdor programi Straus 7 bazuar në Eurocodin 3.

4.2.2 Detektimi i çarjeve dhe aksionet korrigjuese për eliminimin e tyre.

Kollonat metalike mbajtëse te defektuara jane pjesë e një ndërtese industriale në TEC-in e Vlorës. Detektimi i këtyre çarjeve u bë pas montimit të kolonave në pozicionet e tyre përfundimtare dhe prej aty filloi faza e analizës së shkakut të këtyre çarjeve.

Materiali i përdorur ishte S275JR, çelik jo i lidhur për qëllime strukturale.

Kollonat ishin kollona të përbëra prej dy pjesëve kryesore IPE 400 të lidhura me profile U 100x50 mm dhe L 80x80 mm në formën e kapriatës. Pas matjeve të kryera u vu re se çarjet kishin një gjatësi rreth 10 cm dhe ndodheshin në dy kollona saktësisht në të njëjtën lartësi nga bazamenti, rreth 1.3 m, të vendosura si në murin e kolonës, ashtu edhe në dy fletët e saj.

Për të ndaluar përparimin e mëtejshëm të çarjes në të dy anët e saj u bënë dy vrima të vogla (Figura 4.4). Gjithashtu u kontrollua zona 250 mm rreth tyre me teste joshkatërruese me pjesëza magnetike (Figura 4.5) për të verifikuar nëse do të kishim dhe mikroçarje të tjera në atë zonë.



Figura 4.4 Hapja e vrimave për ndalimin e çarjes

Figura 4.5 NDT me pjesëza magnetike



Rezultati i testeve joshkatërruese ishte pozitiv në faktin se nuk u gjenden mikroçarje të tjera në zonën përreth, si edhe në zona të tjera në lartësi të ndryshme të kolonës.

Shkaqet e çarjeve të verifikuara mund të ishin të ndryshme, më të mundshmet ishin:

1. Materiali bazë i kolonës nuk ishte sipas specifikimeve teknike. 2. Fabrikimi i tyre, pra parametrat dhe mënyra e saldimit mund të kishin qenë të gabuara. 3. Parametrat e zinkimit në të nxehtë (temperatura dhe koha e qëndrimit në vaskë) mund të kishin qenë

të gabuara. Verifikimi i sa më sipër filloi të bëhej në rrugë paralele, për të pasur në një kohë sa më të shkurtër informacionin e duhur dhe për të gjetur më pas zgjidhjen e problemit. Analizat e procesit të fabrikimit kanë evidentuar shkakun e mundshëm të një defekti të tillë. Gjatë fazës së saldimit të kolonës ka ndodhur një përkulje e brendshme e bazës së pafiksuar të kolonës me një vlerë rreth 15-20 mm, për shkak të saldimit të pllakave dhe L-ve mbajtëse në komponenten vertikale. Mosvendosja e lidhjeve të nevojshme në fundin e kolonës dhe radha e gabuar e kryerjes së saldimit ka shpënë në tërheqjen e saj. Për ta rikthyer kolonën në formën korrekte gjeometrike në bazën e kolonës është salduar një profil dhe pastaj me anë të një kriku hidraulik është ushtruar forcë në gjendje të ftohtë, duke krijuar kështu tensione të brendshme të cilat kanë vlerën maksimale në zonën e salduar. Kuptohet që deformimi i kolonës në gjendje të ftohtë, me vlera të larta të kufirit të rrjedhshmërisë së materialit, ka shpënë në instalimin e sforcimeve të brendshme me vlera të konsiderueshme, pranë tegelit të saldimit. Kjo procedurë është në kundërshtim me rekomandimet e dhëna këtu më sipër. Më pas gjatë procesit të galvanizimit, zhytja në banjë të ngrohtë zinku dhe më pas ftohja ka çliruar këto tensione të brendshme, dhe për pasojë gjatë transportit dhe shkarkimit të kolonave ka filluar çarja e tyre [27].

4.2.3 Modelimi i kollonës dhe llogaritja e gjendjes së sforcuar me metoda numerike (FEM).

Për t’u përafruar me gjendjen hipotetike të dëmtimit të kolonës, në fundin e saj aplikohet një zhvendosje 20 mm (Figurë 4.6); si rrjetë përdoren elementet horizontale të kolonës; për nyjë janë zgjedhur pllakat pranë seksionit kritik të kolonës [28]..

Për këto llogaritje u përdor softi struktural Straus 7, me ndihmën e të cilit u realizua kontrolli i gjendjes së sforcuar në seksionin kritik.



Figura 4.6 Modelimi i kollonës për llogaritje me elementë të fundëm

Në figurën 4.7 jepet shpërndarja e sforcimeve në pjesën e poshtme të kollonës, ndërsa në figurën 4.8 jepet shpërndarja e sforcimeve në seksionin kritik, rezultate te marra drejtpërsëdrejti nga softi llogaritës.



Figura 4.7. Sforcimet në pjesën e poshtme të kollonës.



Figura 4.8. Shpërndarja e sforcimeve në seksionin kritik

Pasi u bënë llogaritjet e kolonës me metodën e përshkruar më sipër u vu re se sforcimi maksimal në seksionin kritik ishte 250 MPa, pranë kufirit të rrjedhshmërisë së materialit.

Tensioni maksimal në përforcuesen horizontale ishte 134 MPa, ndërsa në përforcuesen diagonale ishte 141 MPa, në elementët pllakë 171 MPa në pikën e Gausit dhe -235 MPa në pikën e tehut [29].



Edhe pse sforcimet në seksionin kritik ishin më të ulëta se kufiri i soliditetit të materialit, bashkëveprimi i proceseve të saldimit dhe të galvanizimit në të nxehtë mund të shpjegonin formimin e çarjeve të vërejtura.

4.2.4 Verifikimi i vetive fizike-mekanike të materialit bazë të kollonës me anë të provave shkatërruese

Në funksion të idesë se ndoshta materiali i përdorur nuk ishte sipas specifikimeve teknike u shkua më thellë në këtë drejtim duke testuar me prova shkatërruese kampione të marra, si nga zona me defekt, ashtu edhe nga ajo e padefektuar e kolonës. Përveç provave mekanike do të bëhej edhe ekzaminimi kristalografik i strukturës të kampioneve të marra.

Të dy kampionët e marrë iu nënshtruan testeve të njëjta si më poshtë:

1. Dokumentacioni fotografik: 2. Ekzaminimi mikrografik, për të parë nëse në zonën përreth çarjeve do të kishim edhe ndryshime

strukturore. 3. Prova në tërheqje 4. Prova në goditje çekiçi i “Sharpit” 5. Përcaktimi i trashësisë së shtresës së zinkut për njësi të sipërfaqes

Figura 4.9 Kampioni i marrë nga pjesa e padifektuar e kollonës



Figura 4.10 . Kampioni i marrë nga pjesa e difektuar e kollonës

Prova në tërheqje

Rezultatet e testit jepen në tabelën 4.1.

Marka Pozicioni a/trashësia

mm

b/gjerësia

mm

seksioni

mm2

ReH

N/mm2

Rm

N/mm2

Ε

%

T1 gjatësor me traun

12.9 19.9 256.71 331.50 470.90 33.33

Tabela 4.1 Rezultati i testit për provën në tërheqje



Prova në goditje

Rezultatet e testit jepen në tabelën 4.2.

Marka Pozicioni a/trashësia

mm

b/gjerësia

mm

Temperatura

°C

Energjia

J

Mesatarja

J

B1(*) KV in PM 10.00 10.00 -7 186 158

B2(*) KV in PM 10.00 10.00 -7 152

B3(*) KV in PM 10.00 10.00 -7 135

Tabela 4.2. Rezultati i testit për provën në goditje (Çekici i Sharpit)

Shënim: (*) kampioni është marrë në fletën e kollonës

.

Përcaktimi gravimetrik i masës së njësisë së sipërfaqes së veshjes së materialeve ferroze gjatë zhytjes në banjë të nxehtë zinku.

Rezultatet e testit jepen në Tabelën 4.3.

Kampioni Masa e kampionit

para heqjes së veshjes

(g)

Masa e kampionit

pas heqjes së veshjes

(g)

Madhësia e sipërfaqes

së ekspozuar të kampionit

(mm2)

Masa e njësisë së sipërfaqes gjatë zhytjes në të nxehtë

(g/m2)

Spesori i shtresës së zinkut

(μm)

Me çarje 88.7045 85.1623 2523.43 1403.72 194.96

Tabela 4.3 Rezultati i testit për përcaktimin gravimetrik të masës së njësisë së sipërfaqes së veshjes të materialeve ferroze gjatë zhytjes në banjë të nxehtë zinku

Duke iu referuar rezultateve të testeve shohim se materiali i përdorur ishte në përputhje me kërkesat e materialit të deklaruar.



Ekzaminimi Mikrografik i Strukturës

Kampioni i marrë nga pjesa pa defekte e kollonës

Në figurën 4.11 tregohet struktura e materialit të kollonës në tre rezolucione të ndryshme. Strukturë ferritike me ishuj perliti, prani inkluzionesh jometalike me formë të zgjatur.

Figura 4.11 Struktura e zonës pa defekte



Kampioni i marrë nga zona e dëmtuar e kollonës

Në fotografi tregohet çarja me vrimë për ndalimin e saj.

Figura 4.12 Fotografi e çarjes me vrimën për ndalimin e saj

Figura 4.13 Siperfaqja e jashtme e çarjes : zona e jashtme e çkarbonizuar për shkak të zinkaturës



Figura 4.14 Sipërfaqja e brendshme e fletës së profilit me zinkaturë aderente.

Figura 4.15 Sipërfaqja e çarjes me zinkaturë aderente.



Figura 4.16 Mikroçarje në afërsi të sipërfaqes së çarjes kryesore

Në figurën 4.16 duke u nisur nga lartë poshtë vërejmë:

Mikroçarje në afërsi të sipërfaqes së çarjes kryesore: ecje ndërkokrrizore.

Zona termikisht e ndryshuar me një mikroçarje, të treguar me kuadrat në foto.

Mikroçarja e zmadhuar e fotos së mësipërme



Figura 4.17 Strukturë ferritike me ishuj perliti, prani përfshirjesh jometalike me formë të zgjatur

Rezultatet e testeve

Vetitë fiziko-mekanike të materialit bazë ishin në përputhje me vlerat e dhëna në standarde për këtë material

Analizat e kryera tregojnë se çarjet kanë ndodhur gjatë ose menjëherë pas zhytjes në banjon e zinkut; ky aspekt evidentohet me zinkun e derdhur në drejtim të sipërfaqes së çarë

Nga sa më sipër është evidente se nuk janë të pritshme çarje të tjera të reja.

4.2.5 Zgjidhja konstrultive e riparimit të kollonave

Pas rezultateve të testeve dhe ekzaminimit kristalografik u krye ndërhyrja në kollonat e dëmtuara duke vendosur pllaka përforcuese të lidhura me bullona në një anë për fletët dhe në të dy anët për murin. (Figura 4.18 ). Një lloj garancie për këtë zgjidhje jepte dhe rezultati pozitiv i testimeve joshkatërruese. Në këtë pikë u kalua në llogaritjen e soliditetit të lidhjes me bullona në mënyrë analitike dhe me elemente të fundmë [30].

Këto llogaritje u bënë sipas eurokodeve (1, 3, 5, 6) [31].

Materiali i strukturës (profili dhe pllakat) ishin çelik për konstruksione S275JR, ndërsa bulonat 8.8.



Figura 4.18 Mënyra e riparimit të kollonës me anë të pllakave të lidhura me bullona.



3.2.6 Kontrolli i lidhjeve me bulona

Forcat e jashtme maksimale që veprojnë në kolonë, te marra nga llogaritjet per verifikimin e nderteses me konstruksione metalike, jepen si më poshtë:

Nd = – 1810.6 kN

Mdy = 10.66 kNm

Mdz = 4.6 kNm

Vd = 58 kN

Nd ndahet ndërmjet murit të kolonës dhe dy fletëve anësore në përpjesëtim me sipërfaqet e tyre.

Bashkimi në murin e kolonës

Sipërfaqja e murit = 331 x 8.6 = 2846.6 mm²

Sipërfaqja totale e seksionit = 8450 mm²

Forca aksiale: 1810.6 x 2846.6 / 8450 = 609.9 kN

Bulonat 6 M24, klasa 8.8, 2 plane rezistente

Forca prerëse që vepron në bulon:

Sd = [(609.6/2 x 6)² + (58/2 x 6)²]0.5 = 51.0 kN

Llogaritja në prerje e bulonit:

Sr = 0.6 x 353 x 800/1.25 = 135.5 kN > 51.0 kN

Për siguri i referohemi dhe zonës me sforcime në tërheqje të bulonit.

Llogaritja në shtypje lokale (trashësia e murit 8.6 mm):

Fb,Rd = 2.5 x 275 x 24 x 8.6 / 1.25 x 1000 = 113.5 kN > 2 x 51.0 = 102.0 kN

Kontrolli global i pllakës, trashësia e pllakës 10 mm):

σ = 609600 / 2 x 10 x (250 – 3x24 ) = 171.2 Mpa < 275 MPa

Bashkimi me fletën vertikale të kolonës

Forca aksiale: (1810.6 -609.9) / 2 = 600.35 kN

bulonat 6 M24, klasa 8.8, 1 plan rezistent.

Forca prerëse që vepron te buloni:

Sd = 600.35 / 6 + 10.66 / 0.4x6 + 4.6 / 0.1x3 = 100.1 + 4.5 + 15.3 = 119.9 kN



Llogaritja në prerje e bulonit:

Sr = 0.6x353x800/1.25 = 135.5 kN > 119.9 kN

Për siguri i referohemi dhe zonës me sforcime në tërheqje të bulonit.

Llogaritja në shtypje lokale (trashësia e fletës 13.5 mm):

Fb,Rd = 2.5 x 275 x 24 x 13.5 / 1.25 x 1000 = 178.2 kN > 119.9 kN

Kontrolli global i pllakës (trashësia e pllakës 20 mm):

σ = 119900 x 6 / 20 x (180 – 2 x 24 ) = 272.5 MPa < 275 MPa

Rezultatet e marra nga llogaritjet e mësipërme tregojne se kjo zgjidhje ishte e përshtatshme nga ana konstruktive dhe restauronte kushtet fillestare të kollonës.

4.2.7 Analiza e problemit dhe konkluzione

Nga studimi i kryer nuk ishte e mundur të identifikohej një indikacion i qartë dhe univok përse kishin ndodhur çarjet në kolona. U verifikua që vetitë fiziko-mekanike ishin në përputhje me vlerat që jepen nëpër standarde për materialin e dhënë, kështu që supozohet se çarjet janë shkaktuar si pasojë e veprimit të njëkohshëm të disa faktorëve:

1. Çlirimi i sforcimeve të mbetura nga procesi jo i rregullt i saldimit. 2. Proces jo i përshtatshëm i galvanizimit në të nxehtë (p.sh. parangrohje jo e përshtatshme, koha e

zhytjes në banjë, përbërje ose temperaturë e gabuar e banjës së zinkut ose zhytja disa herë në banjë e pjesëve me përmasa të mëdha si edhe mënyrat e lidhjes, zgavra të strukturës, fenomeni i brishtëzimit të metalit, pra humbja e duktilitetit të çelikut në prani të një likuidi të caktuar, kjo dukuri vërehet pikërisht gjatë zinkimit në të nxehtë (Liquid Metal Embrittlement – LME; Liquid Metal Assisted Cracking – LMAC), siç evidentohen edhe në literaturën shkencore [32].

3. Trashësia (dhe trashësia e ndryshme e shtresave të zinkuara), si dhe pamja finale e galvanizimit në të nxehtë, janë rezultat i parametrave të ndryshëm: përbërja kimike e çelikut (në mënyrë të veçantë përmbajtja e silicit, karbonit dhe fosforit), konditat e sipërfaqes, temperatura dhe përbërja kimike e zinkut të përdorur në banjë si dhe koha e zhytjes.

4. Megjithatë, trashësia e madhe e veshjes, pamja gri e errët, janë njëlloj me pamjen me shkëlqim në termat e shkallës së korrodimit atmosferik, siç tregohet edhe në literaturën shkencore.

5. Analizat e kryera tregojnë se çarjet kanë ndodhur gjatë ose menjëherë pas kohës së zhytjes në banjën e zinkut: ky aspekt evidentohet me zinkun e derdhur në drejtim të sipërfaqes së çarë, kështu duke u bazuar në verifikimet e mësipërme dhe duke u bazuar në sigurinë e materialit bazë, siç tregohet nga analizat, ishte evidente se nuk janë të pritshme çarje të tjera të reja.



4.3 Raste të rrezikshme për praninë e sforcimeve mbetëse

Le të japim tani shkurtimisht rastet kryesore në të cilat sforcimet e mbetura rezultojnë të rrezikshme.

4.3.1 Shërbim në temperaturë të ulët.

Ndërsa siç kemi parë më lart, prania e sforcimeve të mbetura nuk e modifikon aftësinë mbajtëse të shkatërrimit të një nyjeje të salduar nën aspektin e sjelljes plastike të materialit, kjo nuk vlen nëse e njëjta nyje punon në temperaturë të ulët.

Në këtë rast , në të vërtetë, sforcimet mbetëse, duke vepruar në defektet strukturale, mund te kompromentojnë efiçencën e strukturës së salduar duke shkaktuar kolapsin e saj për thyerje të brishtë [24].

Shërbimi në temperaturë të ulët për një strukturë të salduar është kritik nëse kemi praninë e sforcimeve mbetëse.

4.3.2 Përpunime mekanike me heqje ashkle

Shpërndarja e sforcimeve të mbetura brenda një mase metalike të një produkti është e tillë që formon një sistem në ekuilibër. Për këtë arsye , sforcimet në korrespondencë të një sipërfaqeje të lirë të cilat veprojnë pingul me sipërfaqen janë zero.

Në vazhdim të perpunimit me heqje ashkle, sforcimet e shpërndara brenda masës së ashklës së hequr eliminohen. Kjo sjell modifikimin e shpërndarjes së sforcimeve në masën që mbetet, në mënyrë që të realizohet një konfigurim i ri gjeometrik i sipërfaqes së lirë. Kjo gjë ndodh nëpërmjet deformimeve të vogla të njëpasnjëshme të sipërfaqeve që punohen të cilat mund të pengojnë të marrim dimensionet e dëshiruara me tolerancat e dhëna.

Figura 4.19 Shembull i punimit në makina metalprerëse

4.3.3 Tensokorrozioni , brishtëzimi nga hidrogjeni

Dihet tashmë që fenomeni i tensokorrozionit rrjedh nga veprimi i kombinuar i një sforcimi në tërheqje, më i lartë se një vlerë e caktuar si prag, dhe nga prania e një agjenti korroziv.



Fenomeni intereson pjesën më të madhe të materialeve metalike të cilët punojnë në ambiente që, në mungesë së gjendjes së sforcuar të lartpërmendur, do të mund të konsideroheshin jokritike.

Rezulton pra që sforcimet e mbetura mund të rezultojnë shumë të rrezikshme për fillimin e fenomenit të tensokorrozionit dhe përhapjen e tij deri në një shkatërrim të plotë. Duhet thënë se shkatërrimi nga tensokorrozioni paraqitet nga ana makroskopike e brishtë, në dallim me atë që ndodh gjatë shkatërrimit (duktil) të të njëjtit material në mungesë të agjentit korroziv ( Figura 4.20 a dhe b)[25].

Pra duhet të evidentohet rëndësia e çtensionimit nga tensionet e mbetura të saldimit, e cila duhet të kryhet me vëmendje të veçantë ( dhe kryesisht me trajtimin e duhur termik) sa herë që kemi të bëjmë me një konstruksion të salduar i cili operon në kushte të favorshme për sulmin nga tensokorrozioni.

Sforcimet e mbetura kanë ndikim negative edhe në fenomenet e brishtëzimit nga hidrogjeni të çelikut, të titanit, të zirkonit dhe të lidhjeve të tyre. Në përgjithsi brishtëzimi nga hidrogjeni është një fenomen që provokohet nga absorbimi i këtij elementi, i cili mund të varet nga situata të ndryshme teknologjike ( prodhimi i çelikut, elektroplakatura, pastrim kimik, etj), ose nga kushte specifike të shërbimit ( tipike rastet e industrisë së naftës e petrokimike).

Është e rëndësishme që të konsiderojmë aspektin e dytë, të rëndësishëm për strukturat e salduara, ku për prani të sforcimeve në nivele të larta mund të fillojë shkatërrimi edhe për vlera të vogla ngacmimi të jashtëm. Në përgjithsi efekti i sforcimeve të mbetura si pasojë e saldimit mblidhet me efektet për shkak të ndryshimeve metalurgjike ( në veçanti kalitja) nga vetë saldimi.

Natyrisht, keto efekte vihen re më shumë sa më e lartë është rezistenca (ose kufiri i elasticitetit) e materialit. Në fakt mund të vërejmë që, ndërsa një çelik me karbon nuk është praktikisht subjekt i shkatërrimit për brishtëzim nga hidrogjeni të provokuar nga veprimi i H2S, ky fenomen rezulton gjithmonë e më evident në çeliqet pak të lidhur ose të bonifikuar.

Në bazë të konsideratave të derikëtushme, rezulton akoma evidente, kur parashikohen kushte të tilla kritike të shërbimit, rëndësia e çtensionimit nga tensionet e mbetura të saldimit në mbrojtje të besueshmërisë së konstruksionit.

Figura 4.20 a dhe b. Shembuj të tensokorrozionit në çelik austenitik inoksidabël për efekt të klorureve (a) dhe acidit politionik (b).



4.3.4 Lodhja

Ndikimi i sforcimeve të mbetura në përparimin gjatë lodhjes së një çarje si dhe shpërndarja e sforcimeve gjatë cikleve të ngarkesës të përsëritura janë tashmë objektiv i një numuri të madh programi provash.

Duhet të konsiderojmë, që në fillim, që prezenca e gjendjeve të sforcuara mbetëse në nyje të salduara ndryshojnë raportin efektiv të ngacmimeve në krahasim me atë të aplikuar, me mundësinë, në vecanti, të një ndryshimi ndërmjet fazave të tërheqjes dhe atyre të shtypjes (dihet që janë të parat më të rrezikshme, për rezistencën në lodhje të një nyjeje).

Prej kohësh në fakt, përqasja në këtë drejtim tenton të mos konsiderojë shumë raportin e ngacmimit të aplikuar R, në praninë e sforcimeve të mëdha në tërheqje, sesa madhësinë e ciklit, të kuptuar si diferencë ndërmjet sforcimit maksimal dhe atij minmal [25].

Figura 4.21 a dhe b Shembuj të shkatërrimit nga lodhja në saldim: skatola e motorit të një makine garish (a); karpenteri mekanike e salduar (b)

4.4 Masat paraprake dhe mjetet kundër efektit të tërheqjes dhe sforcimeve mbetëse.

Me qëllim që të parandalohen, të reduktohen ose të eliminohen efektet e tërheqjes ose sforcimeve të tërheqjes tek saldimet, mund të merren në disa raste masa paraprake të dobishme ose mund të ndërhyet gjatë saldimit me procedura ose trajtime oportune, ose mund të përdoren edhe ndërhyrje pasi ka përfunduar saldimi.

4.4.1 Masat paraprake para saldimit

Masat paraprake që tekniku i saldimit mund të marrë para se të ekzekutojë një nyje të salduar, me qëllim që të kundërshtojë efektet e tërheqjes, pa vendosur lidhje të ngurta në copat që do të saldohen, duhet ti përgjigjen kriterit themelor të “ushqimit të tërheqjes”. Me këtë shprehje kuptohet krijimi i një kushti të përshtatshëm për të cilin tërheqja mund të kryhet në mënyrën më të lirë të mundshme, duke i sjellë copat e salduara ekzaktësisht në pozicionin e kërkuar [33].



Më poshtë po japim disa nga metodat e rekomanduara për këtë qëllim.

3.4.1.1 Deformimi parandalues

Mund ti jepet copave që do të saldohen një dispozicion ose një deformim të barabartë dhe të kundërt me atë që do të provokonte tërheqja. Me këtë metodë mjaft të thjeshtë mund të eleminohen efektet e tërheqjes këndore në nyjet kokë më kokë, T dhe me the [7].

Në rastin e nyjeve kokë më kokë , mjafton që fletët të vendosen me një kënd ( me planin e mbështetjes, nëse saldohet në plan, ose gjithmonë nga krahu i kundërt me atë që ka kontributin termik më të madh) në vend që të ishin në të njëjtin plan (Fig. 4.22). Këndi i devijimit, në përgjithsi me madhësi prej pak gradësh, duhet të përcaktohet rast për rast, sipas procedurës dhe kushteve operative dhe duke u bazuar në eksperiencën e rasteve identike ose analoge krijohet një referim i sigurtë.

Figura 4.22 Paradeformimi i një nyjeje kokë më kokë për kompensimin e tërheqjes këndore

Në mënyrë të ngjashme në rastin e nyjeve T, të salduar me një tegel këndor, ushqehet tërheqja duke i vendosur copat me një kënd pak më të madh se ai i kërkuar (pak të hapur në rastet e zakonshme të nyjeve këndore) (Fig. 4.23). Për nyjet T të salduara simetrikisht me dy tegela këndorë duhet ti jepet një paradeformim i lehtë fletës së vazhduar, siç tregohet në Fig. 4.23b.

Figura 4.23 Paradeformimi i nyjes T në kompensim të tërheqjes këndore.

Në rastin e nyjeve me teh , gjithmonë sipas të njëjtit kriter, duhet të mbyllet pak këndi ndërmjet dy fletëve (Fig 4.24).



Figura 4.24 Paradeformimi i nyjeve me teh për kompensimin e tërheqjes këndore

Në dhënien e këtyre deformimeve duhet gjithmonë të kihet parasysh aftësia deformuese e copave , elementët më të hollë e më të lirë tentojnë të deformohen më shumë dhe për këtë është mbi to që në kuadër të parandalimit të ndërhyet më shumë.

Kur duhet të saldohet një tub në një fletë ( Fig. 4.25) me një tegel këndor perimetrik nga jashtë, dy tërheqje veprojnë të cilat deformojnë nyjen: tërheqja këndore siç e kemi parë për nyjet T dhe tërheqja gjatësore ( perimetrike) e tegelit të saldimit, i cili tenton të reduktojë gjatësinë e perimetrit të salduar.

Nëse duam që ti parandalojmë këto efekte të tërheqjes , duhet ti japim fletës të mbështetjes të tubit një kurbëzim të lehtë në kahun e kundërt. Ky paradeformim është në mënyrë të vecantë i dobishëm në rastin e fletëve të holla të salduara me flakë oksiacetileni.

Figura 4.25 Efekti i tërheqjes në bashkimin e një tubi në një fletë të hollë.



4.4.1.2 Krijimi i një zone elastike

Mundet që të ushqejmë tërheqjen transversale duke krijuar në elementin më të deformueshëm një zonë elastike, që jepet lehtësisht nën veprimin e tërheqjes.

Figura 4.26 Krijimi i një zone elastike për të ushqyer tërheqjen

Shembull të këtyre masave janë treguar në Fig 4.26 (ku është krijuar kinse një valëzim i lehtë në fletën më të hollë) dhe në (Fig. 4.27 a) në të cilën aplikimi i nyjes buzë më buzë në vend të asaj T, ose përgatitja e buzëve të ngritura në vend të atyre të drejta në nyjet kokë më kokë (Fig.4.27b), i garanton nyjes një elasticitet të theksuar për të përballuar dhe ushqyer tërheqjen.

Figura 4.27 Përgatitje që lejojnë elasticitetin e nyjes



Në Figurën 4.28 janë dhënë dy përgatitje të përdorura në saldimin e tubave me piastrat tubiere të shkëmbyesve të nxehtësisë. Kanali rrethor i hapur ka qëllim edhe ushqimin e tërheqjes.

Figura 4.28 Kanal për të ushqyer tërheqjen ( dhe për të barazuar aftësitë termike të buzëve) – Saldim i kryer me procedurën TIG (a) ose me elektrodë të veshur (b)

Në Fig 4.29 është treguar rasti i vendosjes së një elementi për tu salduar përgjatë gjithë perimetrit të tij në një fletë të madhe ( rasti i zakonshëm i riparimeve, mbyllja e një vrime inspektimi, etj). Për të rritur tërheqjen i duhet dhënë fletës një kurbaturë të lehtë në formë kupole, tërheqja e saldaturës periferike ushtron tërheqje dhe tenton ta drejtojë.

Figura 4.29 Paradeformimi i piastrës së mbylljes



4.4.1.3 Vendosja opportune e tegelit të saldimit

Janë disa raste kur një vendosje opportune e tegelave të saldimit mund të evitojë efektet e padëshirueshme të tërheqjes. P.sh në lidhjen T të dy tubave (Fig 4.30): me spesorë të hollë, spostimi i linjës së saldimit nga pozicioni a në pozicionin b , pasi janë përgatitur copat në mënyrë opportune, duke futur një qafore në tubin vertikal, lejon që të evitohen efektet e padëshirueshmë të tërheqjes këndore dhe nëse rritet pak diametri i lidhjes në të dy tubat , evitohet ngushtimi prej tërheqjes gjatësore.

Figura 4.30 Futja e një tubi në një trup cilindrik me mure të hollë

4.4.1.4 Konstruksione me panele të parafabrikuara

Në konstruksionet e salduara komplekse është mirë të procedohet me parafabrikim të pjesëve më të thjeshta, duke krijuar panele në të cilët është më e lehtë të kontrollohen shtrembërimet dhe të drejtohen ato. Një herë që kemi këto panele të rregullta rezulton më e lehtë të dominohen dhe të parashikohen në kompleksin e konstruksionit tërheqjet e përgjithshme. I tillë është rasti psh i ndërtimit të anijeve ose kaldajave të mëdha, ku përdoren blloqe të parafabrikuara gati për tu bashkuar mes tyre si edhe ndërtimi i karpenterisë së salduar, si psh kur kemi struktura me kapriata të cilat shpërbëhen në pjesë të ndryshme që parafabrikohen në ofiçinë dhe pastaj bashkohen mes tyre në kantier[34].

Në sygjerimin e teknikës së parafabrikimit ndërhyjnë shpesh edhe (ndonjëherë edhe në mënyrë dominuese) faktorë të tjerë , nga të cilat thjeshtësia dhe ekonomia e ekzekutimit, mundësia më e madhe e impenjimit të saldaturës automatike dhe në fund nevojat e transportit për pjesët e salduara.



Figura 4.31 Shembuj te parafabrikacioneve të marra gjatë montimit të kaldajës të TEC-it të Vlorës

4.4.2 Masat ekzekutive

Shumë masa mund të merren edhe në vendin e ekzekutimit me qëllim që të kontrollohen ose të reduktohen tërheqjet duke u zvogëluar kështu sforcimet e tërheqjes. Nevojat konstruktive shpesh imponojnë që të behet një kompromis ndërmjet sforcimeve dhe deformimeve.

4.4.2.1 Zgjedhja e procedurave të saldimit dhe mënyrave operative

Kemi parë më sipër sesi procedura e saldimit mund të ndikojë si në madhësinë e tërheqjes ashtu edhe në atë të sforcimeve mbetëse të tërheqjes në një strukturë të salduar.

Tërheqja këndore varet si nga procedura e saldimit ashtu edhe nga mënyra e ekzekutimit, kujdesi më i madh është ai i saldimit simetrik në lidhje me aksin ose në planin që dëshirojmë të mos deformohet. Kështu përgatitja në formë X është vecanërisht e këshillueshme për nyjet kokë më kokë, sidomos kur kanë trashësi që kerkojnë shumë kalime.

Në nyjet T është e mundur që kompensimi i tërheqjes këndore të bëhet duke salduar në të njëjtën kohë në të dy këndet e kundërt dhe duke penguar deformimin këndor të fletës së vazhduar, në rastin e nyjeve kryq mjaft që të saldojmë në të njëjtën kohë ose në mënyrë të alternuar në dy këndet e kundërt në kulm.



Përsa i përket tërheqjeve transversale kemi parë sesi procedura oksiacetilenike shkakton tërheqje më të mëdha se ajo me hark dhe si në çdo rast aq më e vogël është tërheqja sa më e vogël është gjerësia mes buzëve.

Përsa i përket tërheqjeve gjatësore vlejnë konsiderime të njëjta. Duhet të theksojmë se këto tërheqje, gjithmonë të kundërshtuara nga pjesët e ftohta përreth, tentojnë të gjenerojnë deformime për shtypje aksiale të vetë pjesëve të ftohta dhe për këtë rezultojnë në mënyrë të veçantë të dukshme për spesorët e vegjël, të cilët kanë tendencë të valëzohen.

Përsa i përket sforcimeve mbetëse në saldim duhet të dallojmë rastin e copave të lira dhe atë të copave të penguara. Në rastin e dytë reaksioni i lidhjeve është aq më i madh sa më e madhe të jetë zona e ngrohur, dmth aq më e madhe do të ishte tërheqja nëse copa do të ishte e lirë, prandaj në këto raste nuk është se pritet shumë nga mënyrat e operimit.

Këto mënyra operimi mund të jenë efikase në ndryshimin e sforcimeve të tërheqjes nëse copat nuk kanë lidhje të jashtme, dmth kur saldatura është subjekt vetëm i lidhjeve të brendshme të shkaktuara nga pjesët më të ftohta të vetë copës. Është verifikuar se në saldimin me hark ndonjë përmirësim mund të arrihet me kryerjen e saldimit nga qendra në skaje në vend që të kryhet nga njëri skaj në tjetrin, ose duke përdorur sistemin e blloqeve dhe duke aplikuar ftohjen e tyre deri në 60˚C.

Del gjithashtu e nevojshme që për të patur saldime me cilësi të mirë duhet që ato të kryhen me material, si ai copave ashtu edhe ai mbushës, të tilla që të lejojnë një deformim plastik të caktuar nën veprimin e sforcimeve komplekse, në rastet kur duhet të saldohen nyje me copa me lidhje të jashtme, në të cilat nuk është e mundur që të evitohet lindja e sforcimeve nga tërheqja gjatë ekzekutimit të saldimit dhe pas përfundimit të tij.

Duhet pra në këto kushte një saldim që jo vetëm pas përfundimit të ketë karakteristika të larta plastike, por që të ketë mundësi edhe në moslindjen e çarjeve gjatë procesit të kryerjes, çarje këto që lindin më lehtë kur kushtet e lidhjes së nyjes janë më të rrepta. Tendenca për çarje është më e theksuar në kalimin e parë, i cili për efekt të tërheqjes përshkohet nga një tufë me vija forcash, që fillojnë nga vetë copat pranë e që dendësohen në seksionin e kufizuar të tegelit dhe që mund të rriten me lehtësi më vonë në korrespondencë me parregullsitë e penetrimit shpesh të paevitueshme. Gjatë ftohjes materiali mund të kalojë faza shumë më të pafavorshme në përballimin e sforcimeve komplekse dhe mund edhe të shkatërrohet nga ato.

4.4.2.2 Kushtet e lidhjeve dhe radha e ekzekutimit të saldimeve

Kushtet e lidhjeve të jashtme të copave, të përmendura më sipër, duhet sa të jetë e mundur të lehtësohen duke u kufizuar në vendosjen e lidhjeve të cilat pengojnë tërheqjen këndore të saldimeve, të cilat ku nuk është e mundur të kryhet një paradeformim, përfaqsojnë një nevojë konstruktive nëse duhet qe konstruksioni të mbajë formën e kërkuar, duke i lënë copave liri lëvizjeje në drejtimet e tjera.

Më tej duhet kërkuar që të mos krijojmë nëpërmjet pikimeve ose morsave kapëse, lidhje lokale të rrepta për nyjen.

Për fat të keq në praktikë dhënia e lirisë së lëvzjes së copave nuk është gjithmonë e mundur dhe në të tilla raste përdoren të gjitha mjetet të cilat lejojnë ti afrohemi atyre kushteve sa më shumë. Kërkohet



pra që të ushqehet maksimalisht tërheqja në kufirin e lejuar nga kushtet reale. Më poshtë do të japim disa shembuj për ta kuptuar më mirë këtë kriter.

Në shembullin e Fig 4.32 është treguar rasti i bashkimit të dy copave të një trau të përbërë dopio T. Radha më e mirë për saldim do të ishte saldimi i njëkohshëm i tre nyjeve transversale kokë më kokë, por kjo nuk mund të realizohet me lehtësi. Radha tjetër e këshillueshme është si më poshtë: saldohen në fillim dy nyjet kokë më kokë të fletëve, nëse është e mundur në të njëjtën kohë dhe simetrikisht, më pas kryhet një pjesë e përshtatshme e saldimit ndërmjet fletëve dhe murit. Saldohet pastaj nyja kokë më kokë ndërmjet mureve dhe në fund kompletohen pjesët gjatësore të saldimit që lidh fletët me muret.

Figura 4.32 Sekuenca e saldimit për një tra të përbërë dopio T

Në shembullin e Fig 4.33 tregohet një radhë pune e këshillueshme në saldimin e një paneli të madh në plan. Vihet re që nuk duhet në asnjë mënyrë të procedohet në saldimin e pjesëve gjatësore para se të kemi salduar nyjet transversale në të cilat mbaron saldimi gjatësor dhe për më shumë duhet të mos i arrijmë ato për një distancë jo më të vogël se 300 mm duke i lënë më shumë liri për tërheqje sipas aksit të saj nyjes transversale.

Në rastin e bashkimit të një strukture celulare të një rrjete (Fig 4.34) ndiqet zakonisht kjo sekuencë; në fillim përgatiten veçmas paneli plan dhe struktura celulare korrespondente, pra saldimet e bashkimit fillojnë nga qendra duke avancuar “si njollë vaji”drejt periferisë në mënyrë që të lejojnë materialin të kryejë në mënyrën më të lirshme të mundur tërheqjen e tij drejt zonës qendrore, sipas radhës së kryerjes të treguar në figurën 4.34.



Figura 4.33 Radha e saldimit në ndërtimin e një paneli të madh në plan

Figura 4.34 Radha e saldimit në bashkimin e një strukture celulare të një rrjete (nyje këndore)



Në rastin e riparimit të një çarje në një fletë, siç tregohet në (Fig 4.35) është e nevojshme që para se të kryejmë riparimin, të çlirojmë fletën në një zonë të caktuar përreth çarjes, në mënyrë që të lejojë që tërheqja, që shpesh nuk mund të kryhet ose mundet në kurriz të plasticitetit të materilait, të mund të ushqehet nga një zonë e gjerë në mënyrë të mjaftueshme. Saldimin është mirë që ta kryejmë duke u drejtuar drejt skajit të lirë.

Figura 4.35 Riparimi i një çarjeje në një skelet anijeje ( zona e rrethuar tregon zonën në të cilën duhet të hiqet çdo lidhje).

Edhe parangrohja e lokalizuar , në rastin e materilaeve të brishtë, mund të shfrytëzohet me qëllim zvogëlimin e sforcimeve të saldimit duke ushqyer tërheqjen.

Parangrohja duhet të fillojë para saldimit në mënyrë që zona e nyjes të arrijë në regjimin termik të dëshiruar, por duhet më pas të vazhdojë gjatë gjithë kohës së saldimit.

Një rast i përhapur i parangrohjes së lokalizuar është ai i riparimit të detaleve të gizës, me qëllim eleminimin e sforcimeve mbetëse në këtë material të brishtë, pak rezistent ndaj sforcimeve në tërheqje. Parangrohja duhet të aplikohet në mënyrë të tillë që të tentojë të rrisë distancën në mes buzëve që do saldohen kështuqë duke ndaluar më pas saldimin e parangrohjen, copa të mund të tërhiqet në mënyrë uniforme në gjithë volumin e saj pa prodhuar sforcime.

Po sjellim në Fig 4.36, 4.37 dhe 4.38 tre raste të thjeshta të riparimit me saldim të detaleve të derdhura prej gize, duke treguar zonat e parangrohjes deri në temperaturë 500˚-600˚C. Shihet sesi parangrohja tenton të largojë buzët e nyjes gjatë saldimit. Mundet kështu të ushqejmë tërheqjen gjatë ftohjes dhe si pasojë të zvogëlojmë ose eliminojmë sforcimet e mbetura në nyjen e përfunduar.



Figurat 4.36 – 4.38. Shembuj riparimi me aplikim të parangrohjes kompensuese.

4.4.3 Ndërhyrjet pas saldimit

Metoda të ndryshme, që do të shohim këtu mund të përdoren me qëllim zvogëlimin ose eliminimin, pas përfundimit të saldimit, të deformimemeve ose sforcimeve të tërheqjes.

4.4.3.1 Ngrohje të tërheqjes

E kemi thënë edhe më sipër principin e ngrohjes së tërheqjes, ato konsistojnë në një ngrohje të lokalizuar që në sajë të trashjes në të nxehtë të materialit, mund të shkurtojë gjatësinë e fibrave të tij pas përfundimit të ftohjes. Le të shohim dy shembuj:

Saldimi AB i kryer në copën e dhënë në Fig 4.39 ka krijuar harkimin e saj siç tregohet në figurë. Për të drejtuar këtë copë mund të aplikohen ngrohjet e tërheqjes përgjatë sipërfaqes më të zgjatur, duke kryer penetrime trekëndore në zonën e shpënë në temperaturën e trashjes (600˚-800˚C).

Saldimi i fletëve të holla shpesh provokon valëzime prej ngarkesave të punës në drejtimin gjatësor. Mund të hiqen deformimet duke aplikuar një seri ngrohjesh të tërheqjes në faqet e fletëve në mënyrë që ti vemë nën sforcim.

Figura 4.39 Aplikimi i ngrohjeve të tërheqjes për kufizimin e deformimeve të një trau të përbërë T



4.4.3.2 Trajtimi i çtensionimeve në furrë

Principi i këtij trajtimi qëndron në faktin se në temperaturë të lartë, kufiri i rrjedhshmërisë së materialit zvogëlohet praktikisht në vlera të papërfillshme. Për shembull në rastin e çelikut me karbon në intervalin e përfshirë ndërmjet 600˚ dhe 650˚C kjo vlerë është në rendin 40 – 50 N/mm2. Pra duke ngrohur një strukturë të salduar në këto temperatura dhe duke e mbajtur për një kohë të mjaftueshme, sforcimet çlirohen duke u reduktuar në vlerën e kufirt të rrjedhshmërisë për këtë temperaturë. Si pasojë e këtij fenomeni në strukturë zhvillohen deformime plastike prej të cilave pas trajtimit termik përmasat e saj paraqesin ndryshime pak a shumë të ndjeshme [35].

Gjithashtu eliminohen pikat me fortësi të lartë (që mund të jenë të ndjeshme në rastin e spesorëve të mëdhenj prej çeliku me kalitshmëri të lartë, pavarësisht masave të marra). Kjo zbutje sëbashku me çtensionimin nga tensionet e mbetura, parandalon në një masë të madhe mundësinë e thyerjeve të brishta.

Trajtimi termik i çtensionimit kryhet praktikisht duke e futur të gjithë strukturën e salduar në furrë dhe duke e ngrohur avash ( me gradient të ulët të temperaturës, psh më të vogël se 6000˚C/h e pjestuar me spesorin maksimal në mm) në mënyrë që të garantohet një shpërndarje uniforme e temperaturës në masën metalike.

Koha e qëndrimit në furrë në 600˚ - 650˚C është në proporcion me spesorët që përbëjnë strukturën (në përgjithsi 2min për çdo milimetër) dhe megjithatë nuk duhet të jetë më pak se 30 min. Edhe ftohja kryhet në mënyrë që të mbahet uniforme temperatura në masën metalike, përndryshe do të lindnin të tjera sforcime të brendshme. Edhe shpejtësia e ftohjes është e lidhur me spesorin maksimal të strukturës.

Ky trajtim ka shumë avantazhe dhe përdoret kryesisht në rastet e mëposhtme:

Në saldimin e çeliqeve me rezistencë të madhe

Në saldimin e strukturave të përbëra nga elementë me spesorë të mëdhenj dhe me xhunto të ngurta.

Depozita nën presion, në veçanti ato me rëndësi

Struktura të salduara, subjekt i punimeve të mëtejshme mekanike.

Një mundësi e ndërmjetme ndërmjet trajtimit global në furrë dhe atij të lokalizuar është trajtimi që kryhet duke futur në furrë vetëm një pjesë të elementit që do të trajtohet.

Efiçenca e çtensionimit të arritur varet ndërmjet të tjerave, nga gradient i temperaturës në pjesën e mbetur jashtë furrës gjatë trajtimit e lidhur kjo me praninë e ndryshimeve të formës konstruktive në këtë pjesë.

Si rrjedhojë, çtensionimi i kësaj pjese mund edhe të mos kompletohet. Si përfundim trajtimi është në gjendje të eliminojë me efikasitet sforcimet më të larta dhe variacionin e madh të tyre si pasojë e pranisë së tegelave të saldimit.



4.4.3.3 Trajtimi termik i lokalizuar

Është zgjidhja e pranuar kur nuk ka mundësi të kryhet trajtimi i plotë i strukturës në furrë ( rasti i strukturave të mëdha ose i saldimeve të kryera në montim).

Kjo metodë përdoret me shumë kujdes, duke u kufizuar në rastet në të cilat përdorimi i saj mund të sjellë një përfitim real përsa i përket sforcimeve të brendshme.në fakt, gjithmonë nëse i referohemi rastit të çelikut me karbon, është e nevojshme të kihet parasysh se ky trajtim kryhet me ngrohje lokale deri në 600˚ - 650˚C të një zone kufiri i rrjedhshmërisë në të cilën zvogëlohet në vlera të papërfillshme. Zona e ngrohur tenton të zgjatet, por duke u ndaluar nga masa e ftohtë përreth saj deformohet plastikisht duke u trashur. Më pas gjatë ftohjes është akoma masa e ftohtë përreth që pengon shkurtimin, për këtë përfundimisht krijohet një gjendje e sforcuar në tërheqje në zonën e ngrohur, të cilën e ekuilibron një gjendje e sforcuar në shtypje në zonën e ftohtë përreth saj. Kjo gjendje e sforcuar është ndryshe nga ajo paraardhëse (e krijuar nga saldimi), për një zgjerim të zonës në tërheqje, e cila nga nyja e salduar zgjerohet deri në kufijtë ndërmjet zonës së ngrohur dhe asaj të mbetur e ftohtë.

Në praktikë i vetmi rast kur trajtimi i lokalizuar sjell përmirësime është rasti i nyjeve perimetrale të tubacioneve ose në përgjithsi konstruksione me gjeometri cilindrike të lira për tu zgjatur sipas aksit gjatësor. Në këtë rast kjo metodë përdoret duke ngrohur një zonë përreth tegelit të saldimit ( në përgjithsi të gjerë sa 6 spesorë të tubit).

Në këtë rast ekziston mundësia nga ana e tubit që të pësojë deformime perimetrike shumë të vogla, të cilat reduktojnë kushtet e vetëpengimit të pjesës së ngrohur gjatë zgjatjes duke e bërë minimal trashjen në këtë zonë. Për këto lloje nyjesh pra ekziston mundësia që të kemi një efekt të çtensionimit.

Kjo metodë përdoret në praktikë duke ngrohur një zonë përreth nyjes së salduar, duke theksuar se gjerësia e kësaj zone varion edhe në mënyrë të konsiderueshme duke u bazuar në kriteret përbërës së normave e kodeve internacionale.

Duhet të preçizojmë se konsiderimet e mëspërme nuk përdoren për nyjet gjatësore të tubave, për të cilat trajtimi i lokalizuar nuk jep asnjë avantazh.

Duhet theksuar që pjesa më e madhe e trajtimeve termike lokale të çtensionimit veprojnë kryesisht si një riardhje e strukturës e cila kthehet në pak duktile si pasojë e cikleve termike të saldimit. Trajtimi termik i lokalizuar nuk eleminon gradientet e forta të sforcimeve ekzistuese në zonën termikisht të prekur të nyjeve, por stabilizon në vetë nyjet ( në ZTN dhe në zonën e materialit direkt pranë saj në të dy krahët) sforcime mbetëse jo të papërfillshme, funksion i llojit të çelikut, të temperaturës së trajtimit dhe përmasave të elementit.

Si pasojë, rezultati i një trajtimi të lokalizuar i kryer me kriteret e mësipërme është natyrisht i ndryshëm nga ai i trajtimit në furrë i kryer në të gjithë strukturën. Megjithatë mungon një eksperiment që të tregojë pasojat reale praktike që një diferencë e tillë mund të sjellë, psh përsa i përket rrezikut të thyerjes së brishtë.



4.4.3.4 Trajtimi i tërheqjes me flakë

Koncepti i saj rrjedh direkt nga ajo që kemi parë se cfarë ndodh gjatë aplikimit të përkohshëm të një ngarkese në një telajo e cila përfaqsonte modelin e një nyjeje të salduar. Në fakt aplikimi i një ngarkese në tërheqje e cila vepron sipas aksit të tegelit provokon një rrjedhje plastike të zonës në tërheqje e cila shpie pas heqjes së ngarkesës në një shpërndarje të re të sforcimeve gjatësore, me zvogëlimin e atyre maksimalë.

Në rastin e këtij trajtimi tërheqja e nyjes bëhet sëbashku me ngrohjen e dy zonave anash tegelit. Lindin kështu zgjatjet termike që shpien në rrjedhje viskoze të dëshiruara në zonën qendrore të tërhequr (Fig 4.40). Efekti termik shfrytëzohet kështu vetëm për provokimin e një efekti mekanik tërheqjeje në nyjen e salduar [36].

Gjithashtu është oportune që dy zonat anësore të ngrohura të mbajnë deformimet e tyre jo shumë jashtë fushës elastike, duke evituar probleme të trashjes të cilat do të ndryshonin rezultatin. Deformimet plastike duhet të ndërhyjnë kryesisht në zonën qendrore që është e ngarkuar në kufirin e rrjedhshmërisë dhe është e detyruar të ndjekë për harmoni zonat anësore. Për këtë arsye temperatura e zonave anësore nuk duhet të kalojë 200˚ - 250˚C, ndërsa pozicioni, fuqia termike dhe shpejtësia e përparimit të flakës duhet të rregullohen në funksion të trashësisë dhe përmasave të elementëve që përbëjnë nyjen.

Duhet të precizojmë që kjo metodë ka ndikim vetëm në sforcimet gjatësore, ato transversale mbeten të pandryshuara pas trajtimit.

Figura 4.40 Efekti i trajtimit të çtendosjes në temperaturë të ulët tek sforcimet e tërheqjes



4.4.3.5 Rrahja me çekan

Rrahja me çekan në saldim mund të zgjidhë një detyrë të dyfishtë, të drejtojë copat e deformuara dhe të reduktojë sforcimet e mbetura nga saldimi. Ajo është në gjendje të prodhojë deformime plastike lokale të cilat nëse janë provokuar në mënyrë oportune, mund të kënaqin të dy qëllimet për të cilat përdoren.

Shembuj eksperimentalë të rezultateve të arritura me rrahjen me çekan janë treguar në diagramën e Fig 4.41 për sforcimet gjatësore dhe në Fig 4.42 për sforcimet transversale. Këto diagrama tregojnë reduktimin e sforcimeve në rastin e fletëve me lidhje të jashtme të marra pas rrahjes në të ftohtë të kalimeve të fundit [7].

Rrahja me çekan duhet të kryhet kalim pas kalimi, në mënyrë që të zgjasë gradualisht zonat që janë subjekt i sforcimeve, dhe të kryhet nga persona ekspertë. Ajo në fakt me rritjen e deformimeve plastike, mund të prodhojë sforcime të rrezikshme në zonat përreth, duke përforcuar materialin si edhe duke përkeqsuar cilësitë e disa çeliqeve në lidhje me vjetërimin. Si pasojë nuk është e këshillueshme të kryhet, në praktikën e konstruksionit, rrahja me çekan pas kalimit të fundit, duke munguar në këtë rast efekti i trajtimit termik në kalimet e mëpasshme.

Figura 4.41 Ndryshimi i sforcimeve të mbetura gjatësore të saldimit pas rrahjes me çekan



Figura 4.42 Ndryshimi i sforcimeve të mbetura transversale të saldimit pas rrahjes me çekan



KAPITULLI V

5. METODAT E MATJES SË SFORCIMEVE MBETËSE


Matja e sforcimeve të mbetura mund të konsiderohet një degë e një lënde me karakter më të përgjithshëm, që është matja e gjendjeve të sforcuara dhe të deformuara me to të lidhura.

Në përgjithsi mund të dallojmë metodat shkatërruese dhe ato joshkatërruese. Tek të parat është i mundur një dallim tjetër ndërmjet metodave shkatërruese të vërteta dhe ato pjesërisht shkatërruese (siç është p.sh prania e vrimave të vogla tek copa, të cilat nuk kompromentojnë në pjesën më të madhe të rasteve, funksionimin e mëtejshëm).

Principet në të cilat bazohen metodat shkatërruese (dhe ato pjesërisht shkatërruese) janë të njëjtat që përdoren për vlerësimin e sforcimeve si pasojë e ngarkesave të jashtme. Në këtë rast matja e sforcimeve rezulton relativisht e thjeshtë, duke pranuar që materiali ka një sjellje të tipit elastik dhe duke konsideruar vetëm sipërfaqet e copës (kufizime këto, në përgjithsi, të konsideruara të pranueshme)[7].

Për më tej është e qartë që matja e zgjatjes të një elementi sipërfaqsor të copës, të marrë si referim, është e mundur përderisa kemi të njejtin subjekt në kushte të ngarkesës, dhe njohim gjendjen e tij të referimit (pa ngarkesë) në mungesë të ngacmimeve.Natyrisht që është më e vështirë matja e gjendjes së sforcuar dyaksiale, për të cilën duhet të kryhen matje në të paktën tre drejtime. Deformimet korrespondente në elementët e referimit mund të interpretohen me ligjin e Hooke. Ekstensimetrat elektrikë, ekstensimetrat e lëvizshëm dhe riveshje sipërfaqsore fotoelastike janë metodat më të përhapura, me futjen në kohët e fundit të teknikave olografike. Në përgjithsi teknika e matjes dhe vlerësimit është thjeshtuar nga njohja e drejtimit të sforcimeve kryesore, që mund të përcaktohet p.sh me përdorimin e bojrave special me sjellje të brishtë.

Si në rastin e sforcimeve të krijuara nga ngarkesat e jashtme, edhe ato mbetëse mund të përcaktohen duke shkarkuar komponenten, duke ditur diferencat ndërmjet dy rasteve, ose nëse mungojnë ngarkesat e jashtme del e nevojshme të hiqet një pjesë e komponentes së ngacmimit për shkak të materialit përreth. Për këtë qëllim, merren porcione të materialit për pjesën që po studiohet ose në raste të tjera aplikohen hapje për të lejuar elementin që matet të deformohet, duke e çliruar pjesërisht nga lidhjet e materialit përreth.

Këto metoda përdoren ndonjëherë në rastin e trarëve, të fletëve ose të trupave me simetri cilindrike. Kuptohet që ato mund të japin indikacione të dobishme vetëm në rastin kur rekuperimi elastik i materialit, pas heqjes totale ose parciale të elementit që do të matet, të jetë analitikisht i përshkrueshëm.

Në të gjitha metodat e matjes së sforcimeve mbetëse mbajtja konstante e temperaturës është shumë e rëndësishme për arritjen e rezultateve të sakta. Gjithashtu është i rëndësishëm edhe kujdesi gjatë marrjes së elementëve. Një aspekt i dytë për tu vlerësuar, gjithmonë për arritjen e rezultateve të sakta, është nevoja që materiali të mos kalojë kufirin e tij të rrjedhshmërisë.



5.2 Metodat e matjes të gjendjeve të sforcuara njëaksiale ose dyaksiale për shpërbërje.

Në shumë raste mund të jetë e mjaftueshme të vlerësohen sforcimet e mbetura duke pranuar që ka një shpërndarje me përparësi njëaksiale, me mundësinë e një shpërndarjeje jouniforme të sforcimeve në seksionin transversal.

Metodat e matjes për shpërbërje parashikojnë, në përmbledhje, që komponentja të jetë e ndarë në një numër të përshtatshëm elementësh të hollë ( siç është rasti i një trau të përbërë dopio T, fig 5.1) sipas drejtimit kryesor (x) të sforcimit [7]. Në një përafrim të parë mund të gjejmë sforcimin σx nëpërmjet relacionit:

xx E

Prerja bëhet me anë të një sharre dhe deformimi matet me anë të një ekstensiometri të lëvizshëm ose ekstensiometër elektrik. Të parët lejojnë një matje që i referohet një elementi me gjatësi më të madhe, nga 100 deri në 250 mm, gjë që bën të preferueshëm matjen e sforcimeve që ndryshojnë pak në gjatësinë e matjes. Ekstesiometrat elektrikë, që janë më të ndjeshëm, lejojnë një matje që i referohet një elementi me përmasa më të vogla, por fijet e lidhjes mund të komplikojnë ekzekutimin e prerjes.

Figura 5.1 Matja e sforcimeve të mbetura në një tra të përbërë dopio T

Sigurisht që më komplekse është matja e gjendjes së sforcuar dyaksiale. Në rastin më të thjeshtë, dy drejtimet ortogonale x dhe y janë të shoqëruara me sforcimet normale σx dhe σy duke pranuar që ato janë konstante në drejtim të spesorit (siç është rasti i spesorëve të vegjël për shembull). Ekstensiometrat janë të vendosur zakonisht në të dy krahët e komponentit, dhe pas kësaj priten



element kuadratë rreth 30 x 30 mm. Pasi marrim deformimet εx dhe εy, bëhet e mundur llogaritja e sforcimeve korresponduese σx dhe σy në bazë të ligjit të Hooke:

yxxE

21 xyy

E

21

Për të përcaktuar plotësisht gjendjen e sforcuar janë të nevojshme të paktën tre drejtime matjesh të shoqëruara nga po aq ekstensiometra me tre elementë. Metoda e përshkruar është përdorur me sukses, në rastin e rezervuarëve të përmasave të mëdha.

5.3 Metodat e matjes të gjendjes së sforcuar treaksiale për shpërbërje.

Një problem i përbashkët i të gjithë metodave të matjes të gjendjeve të sforcuara treaksiale është përqasja e vështirë në pjesën qendrore të komponentit, në funksion të matjes së sforcimeve normale në sipërfaqen e elementit. Megjithatë disa metoda mund të aplikohen, duke pranuar p.sh si të njohura drejtimin e tre sforcimeve kryesore, p.sh në përputhje me drejtimet kryesore të gjeometrisë së komponentit.

Një lloj metode matjeje për shpërbërje e përdorur në elementët kënddrejtë, me trashësi të vogël ose të mesme, të karakterizuar nga një saldaturë qendrore u zhvillua nga Rosenthal e Norton. Për këtë rast , mund të jetë me interes që të njohim variacionet e sforcimeve të mbetura gjatësore e transversale në drejtim të spesorit. Për këtë qëllim merren dy blloqe të hollë materiali, në drejtimin gjatësor dhe transversal të nyjes, në mënyrë oportune të paisur me ekstensiometra në të dy faqet (fig.5.2).

Figura 5.2 Metoda Rosenthal – Norton për matjen e gjendjes së sforcuar treaksiale

Më pas, merren dy shtresa të holla në qendër të spesorit të bllokut, e kështu hap pas hapi, shtresa të mëtejshme duke vazhduar në drejtim të sipërfaqeve të paisura me ekstensiometra, të cilët masin nga hera në herë deformimet në vetë sipërfaqet. Metoda për shpërbërje është në fakt e kombinuar me metodën e heqjes të shtresave të njëpasnjëshme ( shumë herë e përshkruar më sipër). Në këtë mënyrë,



mund të përcaktohet sforcimi gjatësor nëpër blloqe, sëbashku me sforcimet prerëse që veprojnë në to. Sforcimet që veprojnë në drejtim të spesorit, më pas, llogariten nëpërmjet ekuacioneve relative të ekuilibrit të trupit të ngurtë të vazhduar. Duke u bazuar në standardin ASTM E 837, kjo metodë u përdor për gjetjen e shpërndarjes së sforcimeve të brëndshme sipas trashësisë.

5.4 Metoda me hapje vrimash (metoda bazë)

Kjo është një metodë alternative e asaj të sipërpërmendur, për matjen e gjendjes së sforcuar treaksiale, e bazuar në eksperimentet e kryera nga Mathar. Kjo metodë parashikon hapjen e vrimave të tejpërtejshme në trashësi dhe matjen e deformimeve në drejtimin radial ( Fig 5.3) nëpërmjet sferave matëse ose ekstensiometrat elektrikë të vendosur përreth vrimës [37].

Figura 5.3 Përdorimi i “sferave matëse”ose të ekstensiometrave për matjen e deformimeve radiale

Duke matur deformimet në drejtimin x dhe y, është e mundur që të gjejmë sforcimet σx dhe σy nëpërmjet teorisë së elasticitetit të zbatuar për një plan pafundësisht të hollë, në të cilin është hapur një vrimë rrethore, e cila është subjekt i një gjendjeje të sforcuar njëaksiale [38]. Duke zëvendësuar të dhënat ( diametri i vrimës d0=12 mm, baza e matjes me diametër d=16 mm, υ = 0.3) mund të shprehen sforcimet në funksion të deformimeve Δx dhe Δy:

dy

dxEx 2*38.02*99.0

dx

dyEy 2*38.02*99.0



Nëse duam të shprehim deformimin radial në funksion të sforcimeve σx dhe σy është e mundur duke futur parametrat A dhe B, funksione të karakteristikave elastike të materialit dhe të gjeometrisë së sistemit të matjes [39]:

yxr BABA 2cos2cos

duke ditur që:

2

02

1

dd

EA

40

20 31

42

)1(

dd

dd

E

B

Në rastet e sforcimeve të mbetura dyaksiale në drejtim të panjohur, janë të nevojshme që të kryhen matje në të paktën tre drejtime të ndryshme ( relacionet e mësipërme nuk janë të vlefshme për këtë rast të përgjithshëm). Për këtë qëllim, kjo metodë parashikon në versionin e saj të përgjithshëm përdorimin e ekstensiometrave ( Fig 5.4), të cilët kane për qëllim të përcaktojnë, përvec deformimeve, edhe këndin β ndërmjet drejtimit të sforcimeve kryesore σ1 dhe drejtimit të matjes σx [.40].

Figura 5.4 Pozicionimi i ekstensimetrave



Sic e kemi thënë, këndi β mund të shprehet analitikisht nëpërmjet relacionit:

9000

904500 22tan

Në përgjithsi, saktësia e matjeve për këtë metodë varet, nga pozicionimi i elementeve të matjes karshi vrimës. Në rastin “sferave matëse”, ato mund të jenë pozicionuar 1mm nga perimetri i vrimës, ndërsa për ekstensiometrat kjo vlerë përfshihet në intervalin ndërmjet 2.5 dhe 4 të raportit d/d0.

Nga ana tjetër diametri i vrimës varet nga përmasat e elementëve të matjes ( për shembull, diametri d0 baraz me 1.5 – 3.0 mm dhe bazat e matjes baraz me 10 mm përdoren zakonisht).

Duhet të kujtojmë qe kjo metodë bazohet në modele të tipit elastik, për të cilën prania e gjendjeve të sforcuara pranë kufirit të rrjedhshmërisë dhe/ose mundësia e deformimeve plastike mund të fallsifikojnë rezultatet, duke na dhënë indikacione absolutisht të pabesueshme.

5.5 Disa metoda të tjera për matje

5.5.1 Metoda me hapje të vrimave qorre

Metoda e përshkruar më sipër mund të shtrihet edhe për rastin me trashësi të fundme duke adoptuar metodën e vrimave qorre.

Duke pranuar që gjendja e sforcuar nuk ndryshon ose ndryshon në mënyrë të papërfillshme menjëherë poshtë sipërfaqes së komponentit (pra në funksion të kuotës z),metoda me vrima qorre mund të përdoret duke bërë një modifikim tek parametrat A* dhe B*, të përshkruar më sipër ( në mënyrë indikative, thellësia e vrimës t mund të pranohet sa 1.2 e diametrit të saj). Nga ana tjetër, është e mundur që të njihet edhe ndryshimi i sforcimeve të mbetura në funksion të kuotës z duke aplikuar këtë metode në formë rritëse, duke ndryshuar kështu gradualisht thellësinë e vrimës t [41].

5.5.2 Metoda me heqje të trupave rrethor

Një alternativë e metodës me hapje vrimash është metoda që parashikon matjen e gjendjes së deformuar në komponente pasi ka nxjerrë nga vetë ai blloqe me gjeometri cilindrike, me përmasa të përshtatshme, në përputhje me sistemin e matjes.

Kjo metodë mund të konsiderohet një alternativë e metodës me vrima qorre, në rastin e sforcimeve konstante ose të ndryshueshëm në lidhje me kuotën z.

Principi është lejimi i sipërfaqes së referuar, me gjeometri rrethore, të zgjerohet tërësisht duke eliminuar të gjitha lidhjet e krijuara nga materiali përreth. Për këtë qëllim hapet një vrimë cilindrike deri në një thellësi minimale, përtej së cilës nuk verifikohen rilaksime të mëtejshme të sipërfaqes.

Pasi kemi gjetur një bazë të mirë matje, është e mundur që të gjejmë analitikisht sforcimet σ1 dhe σ2 , duke iu referuar modelit elastik të sjelljes së materialit ( ligji i Hooke).



13590450021 12

E

21213590

29000

21

12

E

Në fakt është e mundur më tej që të aplikojmë të njëjtat relacione të përshkruara për metodën me hapje vrimash, duke patur parasysh rregullimet e nevojshme në funksion të numurit të pikave të matjes.

4.5.3 Matja e sforcimeve të mbetura me difraksion të rrezeve X

Ndër metodat joshkatërruese për matjen e sforcimeve të mbetura një rëndësi të vecantë merr ajo e bazuar në difraksionin e rrezatimeve të jonizuara, në vecanti rrezet X.

Principi fizik bazohet në difraksionin që ndodh për shkak të ndërveprimit ndërmjet rrezatimit dhe rrjetës kristaline të materialit, i cili rezulton të jetë funksion i konstanteve të rrjetës dhe si pasojë e gjendjes së sforcuar të aplikuar tek materiali, e cila krahasohet me gjendjen e pasforcuar të rrjetës [7].

Në vecanti vërehet se një tufë monokromatike e rrezeve X, e cila bie mbi sipërfaqen që po kontrollohet pingul, prodhon efekte të difraksionit që mund të vërehen në një distancë të caktuar nga aksi i tufës rënëse me sisteme të përshtatshme treguese ( filma radiografikë ose metoda të tjera).

Analitikisht, nëse θ përfaqson këndin e difraksionit (këndi i Bragg), λ gjatësinë e valës së tufës (zakonisht përdoren vlera të barabarta me 0.05 – 0.23 nm) dhe d distancën e rrjetës, mund ti lidhim këto madhësi me një relacion të thjeshtë trigonometrik.

nd sin**2

Në të cilin vlerësohen, zakonisht, fenomenet e difraksionit të rendit të parë (dmth me n = 1).

Në aspektin eksperimental (Fig 5.5), është e mundur të marrim vlerën e këndit të Bragg në funksion të distancës r të difraksionit maksimal në lidhje me aksin e tufës rënëse dhe në distancën e matjes a:

ararctan

21

Duke konsideruar distancën e rrjetës d0 në mungesë së gjendjes së sforcuar, është e mundur qe të gjejmë gjendjen e deformuar me relacionin e mëposhtëm:

0

0

ddd



Për marrjen e vlerave të gjendjes së sforcuar dyaksiale është e nevojshme që të kryhen të paktën tre matje sipas këndeve të ndryshëm ( për shembull: φ, φ + π/4, φ + π/2), duke përdorur në çdo rast kënde të ndryshme matje ψ kundrejt aksit vertical z.

Me këtë metodë sipërfaqja e matjes varion nga 0,1 në 1 mm2, thellësia e matjes është rreth 10 μm. Kështu pra që është e mundur të procedohet me matje në thellësi, për rritje të njëpasnjëshme të thellësisë.

Avantazhi kryesor i kësaj metode është natyrisht fakti që nuk është shkatërruese dhe lejon matje shumë të sakta. Nga ana tjetër ajo mund të paraqesë kufizime të mëdha në rastin e materialeve të karakterizuar nga një orientim i fortë i mikrostrukturës ( psh, të prodhuar me punim në të ftohtë).

Figura 5.5 Skema për matjen e këndit të difraksionit ( këndi i Bragg) me rreze X.

5.5.4 Matja e sforcimeve mbetëse me difraksion neutronesh.

Principi i kësaj metode është i njëjtë me atë të përshkruar më sipër për tufën e rrezeve monokromatike X.

Një diferencë e dukshme vjen nga thellësia e ndryshme e penetrimit (maksimumi 20 μm në rastin e rrezeve X), ndërsa për neutronet mund të arrijë deri në 50 mm në rastin e celikut, 300 mm në rastin e lidhjeve të aluminit dhe 30 mm për lidhjet e nikelit ( duhet të konsiderohet,në këtë ndryshim, se rrezet X të përdorura për këto qëllime veprojnë me materien në nivelin e shtresave elektronike të jashtme, ndërsa tufat e neutroneve arrijnë të penetrojnë materien në nivelin e bërthamës).



Një rrjedhojë e rëndësishme është pra që metoda me difraksion neutronesh është në gjendje të na japë informacion për një gjendje të sforcuar treaksiale, në dallim me atë me difraksion të rrezeve X.

Kjo metodë në praktikë, parashikon përdorimin e një tufe neutronesh me seksion të barabartë me 50 mm2 , të marrë nga reaktorët atomikë ose nëpërmjet sincotronit. Kjo tufë më pas ngushtohet me mjete të përshtatshme, për shembull më kadmium, në mënyrë që të zvogëlohet ndjeshëm seksioni transversal duke matur kështu sa më pak vëllim materiali që të jetë e mundur ( nga 10 deri në 100 mm3). Tufa e difraktuar drejtohet në një sistem kapës, në të cilin arrin e ngushtuar në mënyrë të përshtatshme.

Kjo metodë përdoret për matje në sektorë të rëndësishëm si ai bërthamor, industrinë e avionëve, ndërtimeve në det, zakonisht në xhuntot me shumë kalime.

5.5.5 Matja e sforcimeve mbetëse me metoda akustike

Metodat e tipit akustik, edhe këto të tipit joshkatërrues, janë bazuar në relacione të njohura ndërmjet shpejtësisë së përhapjes të valëve ultrasonore dhe disa karakteristika elastike të materialit, të cilat janë funksion i gjendjes së sforcuar.

Në fakt kjo metodë është bazuar në ndryshimin e shpejtësisë së përhapjes së valëve gjatësore, transversale dhe sipërfaqsore për shkak të gjendjes së sforcuar. Shpesh përdoren valë ultrasonike sipërfaqsore të prodhuara nga një dhënës të montuar tek copa (frekuenca ndryshon nga 2 deri në 10 MHz).

Sasia e madhe e volumit të materialit të përfshirë në matje, sjell natyrisht matje jo shumë të sakta. Një aspekt që nuk duhet neglizhuar është ndikimi i mikrostrukturës në shpejtësinë e përhapjes së valëve, e cila detyron në taratura paraprake me blloqe kampione që përfaqsojnë copën reale.

5.5.6 Matja e sforcimeve mbetëse me metoda magnetike

Prania e sforcimeve të mbetura përcakton ndryshime në vetitë magnetike të materialeve. Ky konstatim është baza e matjes së sforcimeve mbetëse me metoda magnetke të karakterit sipërfaqsor. Vetitë magnetike, në veçanti ato që ndikohen nga gjendja e sforcuar janë efekti Barkhausen e tipit magnetoinduktiv ose magnetoakustik, rritja e përcjellshmërisë ndaj rrymave të induktuara, magnetostrikshon.

Siç e kemi thënë në rastin e metodave të tipit akustik, edhe këto karakteristika janë shumë të lidhura me tipin e mikrostrukturës dhe orientimin e saj, gje kjo që shpie në nevojën e një tarature precise paraprake.

Si përfundim, kemi të bëjmë me metoda me interes në fushën e kontrollit të cilësisë për kohën e shkurtër të matjes dhe mundësinë e automatizimit. Duhet të konsiderojmë që nëpërmjet kombinimeve të përshtatshme të teknikave, të bazuara në veti të ndryshme magnetike, është e mundur të arrijmë një pavarësi të konsiderueshme në lidhje me saktësinë e metodave të taraturës së përdorur.



ANALIZA E REZULTATEVE TË MARRA DHE PËRFUNDIME

Analiza termike e procedurave të ndryshme të saldimit rezulton të jetë shumë komplekse, por është e domosdoshme të njohim kushtet termike në afërsi të nyjes së salduar me qëllim që të kontrollojmë fenomenet metalurgjike gjatë saldimit.

Me interes të vecantë është përcaktimi i temperaturës më të lartë në zonën termikisht të ndryshuar, i shpejtësisë së ftohjes në zonën e shkrirë dhe atë termikisht të ndryshuar si edhe i shpejtesisë së ngurtësimit të materialit bazë. Përcaktimi i këtyre parametrave na lejon që të kemi tregues shume të dobishëm si për deformimin dhe sforcimet e mbetura si pasojë e gradientëve termikë të shkaktuar nga procesi i saldimit ashtu edhe për ndryshimet metalurgjike si pasojë e shpejtësisë së ftohjes së zonave të sjella në temperaturë të lartë.

Kurbat e variacionit të shpejtësisë në lidhje me kohën janë nxjerrë me matje të kryera në nyje prej çeliku për konstruksione të salduara kokë më kokë. Ashpërsia termike e ciklit përfaqsohet nga shpejtësia e ftohjes. Në ashpërsinë termike ndikojnë kryesisht këta faktorë:

Karakteristikat e procesit të saldimit dhe mënyra e kryerjes, nga të cilat varet nxehtësia specifike që futet, dmth energjia e futur nga burimi termik për njësinë e gjatësisë së nyjes.

Trashësia e copave që do të saldohen dhe forma e nyjes, nga të cilat varet absorbimi i nxehtësisë Parangrohja eventuale e copave që do të saldohen ( nga 50˚ deri në 300˚), e cila bëhet në disa raste

tamam për të ulur shpejtësinë e ftohjes.

Ashpërsia e ciklit termik zvogëlohet me rritjen e nxehtësisë specifike të futur dhe temperaturës së parangrohjes, ndërsa rritet me rritjen e trashësisë së copave.

Ndër përfundimet e nxjerra nga eksperimentet e kryera janë me rëndësi ato që i referohen krahasimit të shpejtësisë së ftohjes në nyje tipike saldimi.

Në saldimin e nyjeve kokë më kokë të kryer me disa kalime, ku secili prej tyre kryhet ne regjim perfekt identik përsa i takon temperaturës fillestare dhe nxehtësisë së futur për njësi gjatësie, shpejtësitë e ftohjes në kalimet e fundit janë më të mëdha se tek i pari.

Në nyjet T shpejtësia e ftohjes për kalimin e parë është më e lartë se në nyjet kokë më kokë, për të njëjtën nxehtësi të futur për njësi gjatësie.

Në përgjithsi për çelikun mund të thuhet me një përafërsi të kënaqshme, që ndërhyn në mënyrë efiçente në marrjen e nxehtësisë kryesisht materiali që nuk është më larg se 75 mm nga burimi i nxehtësisë së saldimit.

Në rastet e çeliqeve jo të lidhur dhe pak të lidhur, një parametër përfaqsues i shpejtësisë së ftohjes është t8/5, i përcaktuar si koha e nevojshme për të kaluar, në një pikë të caktuar, gjatë ftohjes, intervalin e temperaturave nga 800˚ ne 500˚ C. Ky parametër mund të përcaktohet si analitikisht ashtu edhe grafikisht.

Në përfundim të këtyre vëzhgimeve, në menyrë tërësisht cilësore, po japim disa konsiderata si ndikon paramentri t8/5 në ecurinë e disa karakteristikave mekanike të nyjes, duke ditur ndikimin e tij në lidhje me mikrostrukturën.



Rezilienca e nyjes së salduar zvogëlohet me rritjen e t8/5 . Temperatura e tranzicionit të tenacitetit Tt në zonën e ndryshuar termikisht tenton gradualisht të rritet

me rritjen progressive të t8/5

Fortësia maksimale e cila arrihet në zonën termikisht të ndryshuar zvogëlohet me rritjen e t8/5.

Eksperimentet e kryera kanë treguar se për të njëjtin vëllim të materialit mbushës të depozituar, tërheqja transversale është në përpjestim të zhdrejtë me trashësinë e tegelit, ndërsa është në përpjestim të drejtë me sasinë e nxehtësisë së futur dhe me gjerësinë e tegelit të saldimit.

Tërheqja si pasojë e trashjes së fletëve në nyjet T varet kryesisht nga sasia e nxehtësisë së futur, nga seksioni i tegelit të saldimit dhe nga vetë trashësia e fletëve. Tërheqja rritet me rritjen e së parës dhe zvogëlohet me rritjen e së dytës dhe të tretës. Metodat më të avashta të saldimit gjithmonë kanë tendencën e rritjes së tërheqjes nëse copat janë të lira.

Eksperimentet kanë treguar që: tërheqja tërthore në nyjet kokë më kokë rritet me rritjen e seksionit të saldaturës, por me shpejtësi më të vogël sa më e madhe të jetë trashësia per tu salduar. Pastaj tenton të stabilizohet për vlera që ndodhen në intervalin ndërmjet 3-4 mm.

Me eksperimentet e kryera kemi konfirmuar ndikimin e dukshëm të seksionit të saldaturës si pasojë e formave të ndryshme të përgatitjes së buzëve për saldim në vlerën e tërheqjes transversale. Në provat e kryera me saldim me hark në një fletë me trashësi 12 mm dhe përgatitje në formë X të buzëve tërheqja është më e vogël sesa ne formë V. Për çfarëdo lloj përgatitje tërheqja është aq më e madhe sa më i hapur të jetë këndi i zmusos e më e madhe distanca ndërmjet buzeve.

Tërheqja tërthore varet gjithashtu edhe nga lloji i saldimit. Është treguar që saldatura oksiacetilenike prodhon tërheqje më të mëdha se ajo me hark elektrik, për shkak të shpejtësisë më të vogël të shkrirjes dhe gjerësisë më të madhe të banjos.

Përsa i përket ndikimit të faktorëve ekzekutivë të saldimit në tërheqjen transversale është gjetur se kjo tenton të rritet me numurin e kalimeve, gjithashtu edhe tërheqja këndore është shumë e ndikuar nga numuri i kalimeve dhe tenton të rritet me rritjen e tyre.

Tërheqja transversale ndikohet edhe nga tipi i nyjes. Është treguar që tërheqja më e vogël prodhohet nga nyjet T të salduara me pjesë të alternuara të ndjekura nga ato të salduara me pjesë ballë për ballë dhe më pas nga ato me tegel këndor të vazhduar, tërheqje më të mëdha japin nyjet me mbivendosje dhe akoma më të madhe ato kokë më kokë.

Eksperimentet e kryera për vlerësimin e tërheqjes gjatësore kanë treguar që për një seksion të tegelit të saldimit, madhësia e tërheqjes zvogëlohet me rritjen e seksionit të fletëve. Pasi kalohet një vlerë e caktuar e seksionit të fletëve, tërheqja tenton të jetë konstante.

Sforcimet gjatësore të mbetura të saldimit janë ato me vlerë më të madhe, sepse në drejtimin gjatësor kemi në mënyrë të paevitueshme kushte të vetëpengimit më të rrepta, ndërsa vlera e sforcimeve transversale varet nga procedura e saldimit ( mbi të gjitha ka përparësinë nxehtësia specifike e futur e cila ndikon shumë në tërheqjen transversale të nyjeve të gjata) si edhe shkalla e lidhjeve të aplikuara për të penguar ose kufizuar deformimet.



Përfundimet më të rëndësishme që mund të nxirren nga eksperimentet e kryera për studimin e sforcimeve të mbetura të saldimit mund të përmblidhen në pikat e mëposhtme.

Në shpërndarjen e sforcimeve transversale vihet re se:

Sforcimet transversale vështirë që mund të kalojnë 100 N/mm2, kur saldohet me tërheqje të lirë. Kur kampionët inkastrohen paralel me nyjen e salduar, kjo vlerë mund edhe të dyfishohet.

Sforcimet transversale maksimale verifikohen në një shirit mbi aksin e nyjes, ato janë positive (në tërheqje) në zonën qendrore dhe negative ( në shtypje) në ekstremet e nyjes.

Ngrohja më e gjerë ( saldimi me flakë oksiacetileni ose me procedura që kërkojnë intensitet të lartë të rrymës elektrike, si me hark të zhytur ose me elektroskorje) prodhon vlera maksimale të sforcimeve transversale pak më të vogla se ato të prodhuara nga ngrohja më e ngushtë ( saldim me hark me elektrodë të veshur, MIG, MAG, TIG) në rastin e kampionëve të lirë. Në rastin e kampionëve të inkastruar ndodh e kundërta, dmth saldimi me hark manual prodhon sforcime transversale më të vogla se ato të proceseve të mekanizuara të përmendura më lart. Kjo është në harmoni me faktin që tërheqja transversale tenton të rritet me rritjen e gjerësisë së zonës së ngrohur, dhe kështu është llogjike që edhe sforcimet që përfaqsojnë këto deformime të penguara, tentojnë të rriten me to.

Skajet e nyjeve rezultojnë zakonisht të shtypura në drejtimin transversal. Kjo shpërndarje e sforcimeve transversale është një avantazh, sepse i bën më pak të rrezikshme defektet e ekstremiteteve ( zgavra, jovazhdueshmëri e formës, paplotësueshmërinë, etj), të cilat janë shumë më frekuenete në skaje sesa në zonën qendrore.

Në shpërndarjen e sforcimeve gjatësore vihet re se:

Sforcimet gjatësore, duke ditur që saldatura kryhet gjithmonë në kushtet e një vetëpengimi të fortë, kanë vlera të mëdha dhe në nyjet e gjata arrijnë me lehtësi kufirin e elasticitetit të materialit dhe mund të provokojnë deformime plastike të zonës së salduar.

Saldimi manual me hark prodhon sforcime maksimale më të larta se ato të shkaktuara nga procedura që karakterizohen nga kontribut termik më i madh. Shpesh në të dyja rastet, por më shpesh në rastin e harkut manual, kalohet kufiri i elasticitetit.

Zona e saldimit rezulton e tërhequr, ndërsa ato anësore në shtypje.

Sforcimi gjatësor që është pak a shumë konstant përgjatë gjithë nyjes, bëhet zero për arsye të ekuilibrit në skaje. Pjesa e rënies duket të jetë në rangun 100-200 mm. Copat shumë të shkurtëra kanë sforcime gjatësore më të vogla.

Inkastrimet paralele me aksin e saldimit nuk kanë praktikisht ndikim në ecurinë dhe në vlerat e sforcimeve gjatësore.

Sforcimet gjatësore dhe transversale mund të arrijnë vlera të konsiderueshme në drejtim të trashësisë së copës, ndërsa sforcimet e mbetura pingule kanë vlera relativisht të ulëta sipas këtij drejtimi.



Modeli i ndërtuar me element të fundëm, për studimin e shpërndarjes së sforcimeve të mbetura gjatësore sipas trashësisë në funksion të nivelit të mbushjes së nyjes si edhe shpërndarjes tyre në sipërfaqe në distance të ndryshme nga aksi i tegelit të saldimit dhe rezultate që përputheshin me ato të marra nga eksperimentet.

Edhe duke patur të gjithë kujdesin për te kufizuar sforcimet e brendshme dhe përqëndrimin e tyre, shpesh është e paevitueshme prezenca e tyre në nyjet e salduara, kryesisht në konstruksione komplekse. Duke qenë se masat e marra nuk lejojnë që të parandalohet formimi i sforcimeve të saldimit, rrjedh rëndësia e materialit, karakteristikat plastike të të cilit duhet të zbusin sforcimet e krijuara nga saldatura.

Nga modeli analog mekanik i ndërtuar dhe eksperimentet e kryera rrjedh se nëse nyja e salduar është e ngarkuar statikisht në tërheqje atëhere sforcimet mbetëse të saldimit nuk e ndryshojnë aftësinë mbajtëse të saj, sepse materiali është në gjendje të modifikojë shpërndarjen e sforcimeve nëpërmjet rrjedhjes plastike.

Ndërsa në rastin kur nyja është e ngarkuar në shtypje sforcimet mbetëse të saldimit kanë një ndikim të madh negativ, përsa i përket qëndrueshmërisë së nyjes.

Është shumë e vështirë që të gjejmë shpërndarjen efektive të sforcimeve të mbetura, e cila është lidhur ngushtë me rastet e veçanta dhe e ndikuar nga një numër i madh faktorësh. Nga ana tjetër, për arsye mbrojtëse, normativat konsiderojnë uniforme shpërndarjen e sforcimeve të mbetura dhe të barabarta me kufirin e elasticitetit të materialit, si në fushën e mekanikës së frakturës, ashtu edhe në atë të lodhjes e tensokorrozionit.

Në kushte të tilla, duke qenë se normativat janë shumë konservative, me qëllim shfrytëzimin sa më të mirë të materialit, merret shtytje për të vazhduar studimet për një vlerësim më të saktë të gjendjes së sforcuar në raste të veçanta praktike.



REFERENCAT

[1] Withers P.J.: “Encyclopedia of materials science and technology”, (ed. K.H.J. Buschow et al.); 2001, Oxford, Pergamon

[2] Bouchard P.J.: “Encyclopedia of materials science and technology”, (ed. K. H.J. Buschow et al.), 2001, Oxford, Pergamon. [3] J. Goldak, A. Oddy, M. Gu, W. Ma, A. Mashaie and E. Hughes, “Coupling Heat Transfer, Microstructure Evolution and Thermal Stress Analysis in Weld Mechanics”, in L. Karlsson, M. Jonsson and L-E. Lindgren (eds), IUTAM Symposium on the Mechanical Effects of Welding, Springer Verlag. 1992.

[4] Goldak J,Bibby M,Moore J, House R, Patel B. “Cmputer modeling of heat flow in welds”. Metall Trns B 1986 [5] D.Radaj: “Heat Effects of welding”, 1992, New York, Springer [6] S.Kou: “Welding Mtallurgy”,2003,New York,USA,Wiley-Intersience [7] Istituto Italiano della Saldatura: “Tensioni e deformazioni in saldatura”. [8] Radaj D.: “Welding residual stresses and distortion, Calculation and measurement”. [9] Flavenot J.F.: “Handbook of measurement of residual stresses”, (ed. J. Lu), pp. 35-48; 1996, Lilburn, GA, Society for Experimental Mechanics. [10] Franxois M., Sprauel J.M., Dehan C.F., James M.R., Convert F., Lu J., Lebrun J.L., Ji N. and Hendricks R.Ë.: “Handbook of measurement of residual stresses”, (Ed. J. Lu), pp. 71-131; 1996, Lilburn, Ga, Society For Experimental Mechanics. [11] Ëithers P.J. and Bhadeshia H.K. D.H.: “Residual stress. Nature, origins and measurement”. [12] Lindgren, L-E., Runnemalm, H., and Nasstrom, M., “Simulation of multipass welding of a thick plate,” Int. J.Numer. Methods Eng., 44. [13] Free JA, Porter Goff RF. “Predicting residual stress in multi – pass weldments with the finite element method.Comput struct 1999; 32(2);365-78. [14] Y. Ueda and H. Murakawa, “Applications of computer and numerical analysis techniques in welding research”, JËRI, vol. 13, no. 2, 1984. [15] API 579: “Fitness for service evaluation of pressure vessels and equipment”. [16] Schajer, G. S., “Application Of Finite Element Calculations To Residual Stress Measurements,” ASME J. Eng. Mater. Technol., 103(2), 1981.



[17] Dong, P., Zhang, J., and Li, M. V., “Computational Modelling of Weld Residual Stresses and Distortions – An Integrated Framework and Industrial Applications,” ASME PVP, 373, Fatigue, Fracture, and Residual Stresses, 1998. [18] A. De, T. DebRoy, “A smart model to estimate effective thermal conductivity and viscosity in the weld pool”, Journal of Applied Physics, vol. 95, n.9, 2004. [19] A Lundback, “CAD – support fo heat input in FE-model, Mathematical Modelling of Weld Phenomena 6, 2002, pp 1113 -1121. [20] Goldak J, Chakravarti A, Bibby M., “A new finite element model for welding heat sources”, Metall Trans B,15B: 1984. [21] J.A.Goldak, A. Chakravarti, M Bibby, “A new finite element model for welding heat sources”, Metallurgical Trans B, 1994, 15B,pp 299-305 [22] Murthy YVLN, Rao Vencata G, Iyer Krishna P. “Numerical simulation of weldingand quenching process using transient thermal and thermo-elasto-plastic formulations. Comput struct 1996:60(1):131-54. [23] Jonsson M, Josefson BL., “Experimentally determined transient and residual stresses in the Butt-welded pipes”, J Strain Anal, 23(1), 1998 [24] K.Masubuchi: “Analysis of welded structures”, 1981, Oxford, England, Pergamon Press. [25] D.A.Price,S.W.Williams,A.Wescott, C.J.C. Harrison, A.Rezai, A.Steuwer,M.Peel, P.Staron and M.Kocak: “Science and Technology of Welding and Joining”, 2007,12,620-633. [26] BS 7910:2005: “Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures”. [27] Mechanics and Mechanisms of fracture /An Introduction Alan Liu (1993) [28] Giulio BALLIO e Claudio BERNUZI (2008) Progettare costruzioni in acciaio. [29] UNI EN 1993-1-1:2005-Eurocode 3- Design of steel structure- Part 1-1: General rules and rules for buildings [30] Giulio BALLIO e Federico M. MAZZOLANI ( 2009) Strutture in Acciaio: sistemi strutturali-sicurezza e carichi-materiale unioni e collegamenti- resistenza e stabilita. [31] UNI EN 1998-1-8:2005-Eurocode 3- Design of steel structure- Part 1-8: Design of connecting devices. [32] ASM Handbook, Corrosion, fundamentals, testing and protection.(1994)



[33] D Camilleri, T Comlekci and T.G.F.Gray: “Journal of strain analysis for Engineering design”,2005,40,161-176. [34] Jonson M, L Lindgren LE. “Deformation and stresses in but-welding of large plates with special reference to the mechanical material properties”.J Eng Math Tech 1995;107:265-70 [35] British Energy R6, Revision 4. [36] T.Nagy, S.W.Williams, P.a.Colegrove, I.Fafiolu and C.R.Ikeagu: Proc.2nd International Workshop on “Thermal Forming and Welding Distorsion”, Bremen, Germany, 22-23 April 2008. [37] Determining residual stresses by the hole-drilling strain-gage method”. ASTM standard E 837. [38] Timoshenko S and J.M.Goodier, “Theory of Elasticity”.New York: McGraw-Hill (1951) [39] Rendler N.I and I.Vigness, “Hole-drilling Strain-gage method of measuring residual stresses”.Proc SESA XXIII,No2.577-586(1996). [40] Schajer. G.S and Tootoonian, M, “A new rosette design for more reliable hole-drilling residual stress measurements”. Experimental mechanics, Vol 37, No 3, pp 299-306, 1997. [41] Niku-Lari, A.J. Lu and J.F. Flavenot, “Measurement of residual stress distribution by the incremental hole-drilling method”.Experimental mechanics 25: 175-185 (1995).

“tërheqja e copave dhe sforcimet e brëndshme në procesin e saldimit

Documents