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Actuellement le moulage dit rotatif a été développé de telle manière que c'est par cette méthode qu'il est maintenant possible de fabriquer rapide- ment des tubs en fonte moulée. Cependant il s'est trouvé des difficultés pour l'arrangement de brides et manchons moulés en une pièce sur des corps cylindri- ques de ce genre. Il est certainement possible de produire en masse des tubes ayant une bride ou manchon, mais il se présente des difficultés lors de l'arran- gement d'une bride ou d'un manchon à l'extrémité opposée du tube et il n'a pas été possible de surmonter ces difficultés d'une façon effective, techniquement et économiquement satisfaisante.
On pouvait obtenir des joints soudés de sécurité et durables entre des pièces d'ouvrage en fonte moulée par soudure à l'arc de résistance électri- que, la composition de la fonte moulée étant dans les limites d'une certaine analyse. La soudure à l'arc de résistance est sans doute la meilleure méthode pour obtenir des tubes moulés centrifugés ou rotation ayant deux brides ou deux manchons, par exemple en comparaison avec des méthodes par lesquelles les brides ou manchons sont,rétrices ou filetés sur les flans de tubes centrifugés ou rou- lés.
Des expériences systématiques ont prouvé que l'on obtient de très bons soudages avec moins d'installation de machines et à frais réduits, en uti- lisant un chauffage au gaz par lequel les conditionnements métallurgiques sont modifiées. La présente invention concerne une méthode pour souder des pièces de fonte moulée, spécialement des pièces d'ouvrage en forme de tubes, par sou- dure bout à bout au gaz.
On a employé précédemment une méthode de ce genre pour joindre des pièces en acier, spécialement des tubes en acier, aussi bien que d'autres élé- ments en d'autres métaux. Cependant, les hommes de métier ont considéré que la fonte moulée est une matière que l'on ne pouvait employer quand il s'agit d'obtenir un joint par soudure bout à bout au gaz, tout comme jusqu'à présent il fut impossible d'obtenir des joints soudés techniquement acceptables. Pareil- le méthode a été décrite dans "Werkstoff und Schweissng" par le Prof.
Fried- rich-Jeanitzer, volume II, Berlin 1954, page 1118, où il est dit que "du fait que la fonte moulée peut difficilement être amenée à la condition pâteuse, mais passera directement de la phase liquide à la phase solide, ou dans le sens in- verse, la méthode de soudure sous pression ne.pouvait être employée, ni la mé- thode par soudure à fusion". De même dans "Das elektrische Widerstands-Schweis- sen" par Dipl.-Ing. W. Brunst, Berlin 1952, il est dit dans la table sur page 2 que la fonte moulée ne peut être pratiquement être employée pour la soudure bout à bout au gaz.
La présente invention a rendu possible de procéder à des soudures bout à bout au gaz, pour des moulages centrifugés, sans aucune addition (maté- riel fondant), soit des tubes formés ou solides, des pièces d'ouvrage en fonte moulée ayant, en considération de leur composition un facteur saturé Sc con- formément à la formule
EMI1.1
dans le taux entre .7 et 1,1, une teneur en silicium entre 2. 0 et 3,5% de pré- férence entre 2.2. et 3,0% une teneur en phosphore entre 0 et 1,5% une teneur en manganèse entre .3 et 1.0% et une teneur totale de phosphore et de carbone entre 3. 0 et 5.7%.
Des expériences ont également montré qu'une fonte moulée dite sphé- rolitique ayant un graphite nodulaire pourrait être soudée d'about au gaz par la méthode selon la présente invention.
L'opinion générale parmi les gens de métier est que le graphite
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nodulaire est formé lors du soudage au gaz ou électrique (au moyen de bâtons de soudure ou électrodes) en chauffant les joints soudés à fusion, cette formation nodulaire de graphite étant très typique pour ce genre de fonte moulée et qu'il est provoqué par addition de magnésium ou de cerium et que cette formation ne pouvàit être évitée lors du refroidissement subséquent des joints soudés, car le magnésium ou le cerium serait évaporé et/ou formerait des oxydes inactifs, c.à.d. ce magnésium ou cerium disparaîtrait à la température élevée de soudage.
De même dans ce cas, c.à.d. au soudage d'about au gaz de fonte moulée sphéroli- tique, laquelle, quand au buttage le matériel en fusion, contenant des oxydes, est pressé hors joint, on obtient dans ce dernier à peu près la même solidité que dans la matière de base entourant le joint en utilisant la méthode selon la présente invention.
Comme la fonte moulée a de toutes autres qualités que l'acier, ce qui dépend de leur composition chimique et structure, il convient de prendre de toutes autres mesures lors du soudage d'about de fonte moulée si l'on veut ob- tenir de bons résultats, que les mesures prises dans des méthodes précédemment connues pour joindre des éléments en acier.
La fonte moulée sans alliages, contenant en dehors du fer, des élé- ments tels que C, Si, Mn, P, et S, peut sous le rapport de la teneur de ces com- posants, peut être divisée en trois groupes principaux, notamment fonte moulée sub-eutectique, fonte moulée eutectique et fonte moulée super-eutectique. Dans le système binaire Fe-C, la fonte moulée est eutectique à la teneur en carbone = 4,3% Les autres composants, c.à.d.
Si, Mn et P et éventuellement d'autres composants additionnés, influencent la possibilité pour la fonte moulée d'ab- sorber du carbone dans la solution, raison pour laquelle le point eutectique est déplacé par rapport aux teneurs des dits éléments d'alliage ; et Brinkman ont établi la formule suivante pour le facteur saturé sC par rapport aux compo= sants C, Si, P et Mn et leur teneur en pourcent dans la fonte moulée
EMI2.1
Quand selon cette formule
SC< 1; la fonte moulée est sub-eutectique
Sc =1 la fonte moulée est eutectique
Sc> 1, la fonte moulée est super eutectique.
Les valeurs en pourcent de C, Si, P our une analyse donnée de fonte moulée sont à introduire dans la formule ci-devant.
Des soudages d'essai ont montré que La fonte moulée fabriquée, laquelle peut être soudée d'about au gaz sans difficultés, serait opportunément du taux sub- eutectique par rapport à sa composition chimique.
L'explication techniquement acceptable des résultats obtenus est que plus bas est le facteur saturé Sc d'autant plus il se trouvera présent dans la structure des cristaux mixtes primaires, ces cristaux étant libres de graphi- te, tenaces et riches en fer et ils donnent des valeurs de résistance meilleures aux températures élevées que les cristaux dans la zone eutectique.
Comme en général la résistance dans le taux de température dans lequel le soudage s'opère, soit approximativement à 1000 C à 1100 C est très réduite, on ne pourrait employer une force de butée considérable en pressant ensemble les pièces d'ouvrage. Cependant, le soudage est effectué avec une cer- taine vitesse de façon à exprimer du joint le métal en fusion formé, ou la ma- jeure partie de celui-ci, lequel contient pour une grande part des scories et des oxydes. Le joint est donc formé dans la phase semi-solide tout près endes- sous de l'état de fusion.
Une explication théorique du phénomène de joint pourrait être que
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les atomes situés dans la phase semi-solide à proximité endessous de l'état de fusion sont instables, c.à.d. leur position précédente par rapport aux atomes voisins s'est modifiée en partie à la température élevée tout près en-dessous de la limite entre la fonte moulée en fusion et celle semi-solide. Lors de l'appli- cation sous pression modérée des surfaces à souder l'une contre l'autre et dans tel état, les atomes dans l'une des dites surfaces s'ajusteront eux-mêmes pour la diffusion à travers la surface dans et entre les atomes de l'autre surface, tout aussi facilement que lors de la solidification et du liage avec les atomes situés à leur proximité dans une seule et même pièce de fonte moulée.
Comme la phase semi-solide de la fonte moulée a une profondeur de la fusion formée dans la zone extérieur, il est nécessaire de refouler, abutter, les pièces d'ouvrage en fonte moulée avec une longueur de butée exactement dé- finie pour prévenir une déformation de l'état de phase favorable pour fermier le joint. Une mauvaise déformation se produirait à des longueurs de butée allongée, la dite phase s'étendant seulement d'environ 2 à 5 mm. en arrière le métal en fusion formé, spécialement pour des tubes en fonte,moulée.
Il s'est avéré que la force de cohésion au soudage de pièces d'ou- vrage en fonte moulée augmentera plus la structure comprendra de l'austénite par rapport à la cémentite. Plus la fonte moulée est sub-eutectique plus la résis- tance sera augmentée dans le joint soudé. Ceci dépend uniquement de la condition que les cristaux mixtes ± sont tenaces et ont un coefficient de diffusion plus élevé que les cristaux de cémentite.
Il est d'importance capitale sous quelle forme le graphite se trou- ve dans la fonte moulée aussi bien que la teneur de phosphore et d'oxydes éven- tuels.
Il est donc impossible d'obtenir un bon joint entre des pi'èces en fonte moulée par soudure d'about au gaz prenant en considération les conditions suivantes.
La masse métallique basique de la fonte moulée sub-eutectique doit autant que possible être indivise, c.à.d. la séparation de graphite ne sera pas en sa.forme de telle importance, qu'il se forme de grandes cavités dans la masse basique, ces cavités diminuant la section transversale. En d'autres mots, le graphite sera à l'état de fine division, être dans le genre de carbone broyé ou être formé de façon sphéroidale.
En outre, la teneur en phosphore augmente la discontinuité de la masse métallique basique par ses qualités aigre et dure, causées soi-disant par 1'eutectcom phosphoreux Fe3P.
La force de cohésion entre les atomes augmentera donc plus la teneur est inférieure en phosphore et d'autant plus finement divisé est le graphite dans les pièces d'ouvrage en fonte moulée à souder d'about au gaz. -
Il est évident de ce qui précède que le facteur saturé Sc de fonte moulée soudable aura une valeur entre .7 et .98, préférablement entre .7 et .95, Les teneurs en carbone dans les pièces de fonte moulée seront entre 2.2 et 3,7% de préférence entre 2.4 et 3,5% cependant que les teneurs en silicium et phosphore seraient sélectionnées de telle façon que le facteur saturé Sc selon Tobias et Brinkman n'excède pas .98 et le montant total de carbone et de phosphore serait sélectionné entre 3. 0 et 4.7%. La teneur en silicium sera entre 2.0 et 3,5% de préférence entre 2.
2 et 3.0%, la teneur en phosphore entre 0 et 1.2% et la teneur en manganèse entre . 3 et 1,0%
Si les valeurs de solidité dans le joint soudé doivent être jus- qu'à 100% de la solidité du matériel de base, la teneur en phosphore dans la -pièce en fonte moulée sera aussi réduite que possible et sera sélectionnée entre 0 et .8%.
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Le matériel moulé par enroulement ou centrifugé destiné à être soudé d'about au gaz, c.à.d. des articles trempés en général, auront une quantité to- tale de carbone et de phosphore entre 3.0 et 4,7% mais les meilleurs résultats sont obtenus avec des valeurs de 3.0 et 3.4%.
Dans la fonte moulée, la teneur en soufre, qui sera également aussi basse que possible, sera sélectionnée entre 0 et 7% de préférence entre 0 et .5%. Des expériences ont montré que l'on pouvait obtenir des joints soudés ayant à peu près la même solidité que le matériel de base si la teneur en carbone est sélectionnée 3,1% en silicium 2.8%, en Phosphore .2%, en manganèse .5% et en soufre .05%.
Pour des compositions de matériel eutectiques ou à peu près eutec- tiques à souder, la teneur en soufre aura une valeur plus élevée, soit entre .7% et .12%.
Il est de grande importance pour des soudages d'about au gaz que la teneur en silicium est élevée parce que, en chauffant avec du gaz brûlant, la matière en fusion sera dans ce cas exposée à oxydation et influences chimiques bien plus que lors du soudage à résistance électrique. Spécialement quand les flammes sont disposées à proximité de la zone de soudage, il se produira un brûlage du silicium et dans une certaine mesure une réduction de carbone. Le graphite divisé dans les pièces de fonte moulée, doit être finement dispersé et se trouver sous la forme de carbone trempé ou nodulaire.
Souder d'about au gaz de pièces d'ouvrage en fonte moulée eutecti- que ou super-eutectique ayant une teneur en phosphore d'environ 5% ou plus com- porte des difficultés considérables. Spécialement pour la production en masse, il est difficule pour obtenir des joints de soudure de sécurité.
Ce problème a été résolu au moyen d'une modification de la présente invention, dont la caractéristique principale est que dans une machine de sou- dage d'about au gaz des pièces d'ouvrage en fonte moulée sont soudées, cette fonte moulée étant de composition eutéctique ou super-eutectique et ayant une teneur en phosphore entre .5 et 1.5% et qu'un anneau en acier d'alliage ou en fonte moulée est disposé entre les surfaces de soudage et en contact avec ces surfaces, cet anneau ayant la composition suivante :
EMI4.1
<tb> C <SEP> = <SEP> .1 <SEP> - <SEP> 3,2% <SEP> de <SEP> préférence <SEP> .1 <SEP> - <SEP> 2.5%
<tb>
<tb> Si= <SEP> 2.0 <SEP> - <SEP> 3,% <SEP> " <SEP> 2. <SEP> 8 <SEP> - <SEP> 3,2%
<tb>
<tb> Mn <SEP> = <SEP> .3 <SEP> - <SEP> 1.0%;
<SEP> " <SEP> .33 <SEP> - <SEP> .45%
<tb>
EMI4.2
P = .2 -2.5%, " 1.7 - 2.0
EMI4.3
<tb> S <SEP> = <SEP> 0 <SEP> - <SEP> 1.2% <SEP> " <SEP> aussi <SEP> bas <SEP> que <SEP> possible
<tb>
et contenant des éléments d'alliage augmentant la solidité, et Fe comme res- tant cependant que les extrémités des pièces de fonte moulée tournées l'une vers l'autre aussi bien que l'anneau sont traités avant le chauffage avec une ma- tière de fondant liquide et forcés ensemble avec une pression approximativement de 0.1 - 0. 3 kg par mm2 d'aire de soudage et après le traitement de chauffe avec refoulement ou buttage de pression entre 0.5 et 1.5 kg/mm2 d'aire de sou- .dage, la longueur du mouvement de butée étant entre 4 et 7 mm.
On obtient des avantages spéciaux en suivant les indications sui- vantes pour la mise en oeuvre de la méthode selon l'invention.
Lors de l'arrangement des pièces tubulaires dans la machine à sou- der d'about au gaz, les extrémités de tube usinées sont disposées bout à bout en contact de butée l'une avec l'autre et soumises avant leur chauffage à une pres- sion de butée entre 0. 2 et 1. 0 kg par mm2 d'aire de soudage, de préférence entre 0. 3 et 0.7 kg par mm2 d'aire de soudage. La pression de butée préliminaire n'excédera pas 50 % de la pression de butée finale employée après le chauffa- ge.
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Par un bon ajustement des deux surfaces'finies à précision, l'une par rapport à l'autre sous pression, on obtient l'avantage que non seulement les atomes ont une possibilité considérablement plus grande pour diffuser sur les surfaces du matériel de fonte moulée chauffé à environ 1000 - 1150 C, mais éga- lement une diminution considérable dans le risque d'une oxydation des surfaces de joint que l'on obtient du fait que l'oxygène de l'air ne peut pénétrer à un degré notable dans l'espace clos entre les pièces d'ouvrage.
Quand les pièces d'ouvrage; ont été chauffées aux surfaces de sou- dage à une température entre 1000 et 1150 C, un manomètre pour pression de butée indique que la pression préliminaire de butée appliquée commence à diminuer, ce qui est à considérer comme une indication que dans très peu de secondes il y a lieu d'effectuer l'opération de butée finale et de telle façon que le buttage se produit alors avec une pression de buttage spécifique d'entre 0.5 et 1.5 kg par mm2 de l'aire de soudage. La longueur de butée est à limiter exactement entre 2 mm et 5-6 mm en dépendance de la composition chimique de la manière décrite ci-devant.
Afin d'éviter une oxydation, les surfaces de tube seront couvertes avant leur chauffage avec un agent fondant liquide, c.à.d. agents fondants pour soudage d'acier connus sur le marché sous les noms de "pâte-Gussolit", "Fondant- Linde" ou similaires, cependant que ce dernier, soit "Fondant-Linde" peut égale- ment être ajouté lors du soudage de tubes en fonte moulée sur l'aire de souda- ge ensemble avec l'acétylène employé pour le chauffage par les'jets de brûleur de façon connue en soi.
Comme l'opération de butée est effectuée en deux temps, la machine à souder d'about au gaz sera de préférence munie de deux pompes hydrauliques, une pour la pression préliminaire de butée avant le chauffage et l'autre pour la pression de butée finale, c.à.d. quand le chauffage sera terminé, cette der- nière étant disposée pour débiter une longueur de butée limitée en concordance avec les valeurs expliquées ci-devant pour la longueur de butée requise.
L'opération de soudage d'about au gaz sera expliquée ci-après avec référence aux dessins annexés. Dans ces dessins :
La figure 1 montre un dispositif pour le soudage d'about au gaz avec des pièces d'ouvrage serrées,
La figure 2 un brûleur à gaz qui entoure un tube à souder,
La figure 3 est une section à travers le brûleur selon la ligne 3-3 de la figure 2,
La figure 4 montre une autre forme de réalisation du brûleur, adap- té pour souder des barres solides de fonte moulée,
La figure 5 montre une élévation en bout du brûleur selon la figure 4,
La figure 6 montre un brûleur qui sera employé de préférence quand il s'agit de souder des tubes plus gros et
La figure 7 montre une élévation en bout du brûleur selon la figure 6,
Les figures 8,
9 et 10 montrent au moyen de diagrammes la relation entre la solidité dans le joint soudé et la solidité dans le matériel de base comme fonction de teneurs de différents éléments d'alliage dans la fonte mou- lée.
' Les figures 11 et 12 montrent en une section longitudinale et en une élévation en bout, respectivement, un brûleur capable d'être employé pour la mise en oeuvre de la méthode selon la présente invention.
Les pièces d'ouvrage 1, 2 en fonte moulée sont calées dans la machi-
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ne et amenées en-contact de butée l'une avec l'autre avec ajustement précis des surfaces de soudage qui seront usinées mécaniquement, débarrassées d'oxydes et dans le cas de tubes, auront une épaisseur uniforme. Quand les pièces d'ouvrage sont placées tout près l'une de l'autre, elles seront soumises à une pression de butée avant d'être chauffées. La pression de butée pourrait ainsi être choi- sie approximativement à 0.5 kg/mm2 de surface de soudage, mais la valeur de cet- te pression est de moindre importance étant donné que la longueur du mouvement de butée sera limitée à un nombre déterminé de pouces.
Les soudages effectués ont prouvé que l'on peut obtenir de bons ré- sultats pareillement quand les pièces d'ouvrage sont placées dans la machine de telle façon que l'on obtienne un espace de 3 mm entre elles, de façon à obtenir un chauffage plus effectif des surfaces de soudage et cela rend aussi possible une pénétration du gaz de soudage dans l'intérieur des tubes, ce gaz empêchant l'oxygène de l'air d'arriver à proximité du soudage. Dans cette méthode (voir fig. 1), un finissage précis des surfaces de soudage n'est pas nécessaire.
Afin de maintenir un bon équilibre de chauffe des deux côtés du joint soudé, il est conseillé de disposer sur les corps de tube des colliers de refroidissement 4, 5 dont l'écartement c du joint variera avec la.dimension des surfaces de soudage. Ces colliers de refroidissement 4, 5 peuvent servir en même temps comme dispositifs de guidage. Les colliers peuvent être fabriqués d'acier, ou mieux de cuivre et refroidis au moyen d'eau.
Les pièces 1 et 2 sont serrées dans la machine de telle façon qu'el- les ne peuvent pas se déplacer en direction axiale lors de l'opération de butta- ge. Dans ce but, il est disposé des consoles 6, 7 à l'extrémité extérieure des pièces d'ouvrage. A l'opération de buttage la pièce d'ouvrage 1 peut être dépla- cée dans la direction vers l'autre pièce d'ouvrage 2, et la longueur de ce mou- vement est contrôlé sur une échelle de la machine. Dans ce but, la pièce d'ou- vrage 1 est disposée dans des colliers de refroidissement sur un chariot 8 qui est déplacé dans des dispositifs de guidage et capable d'être déplacé automati- quement ou mécaniquement.
Pour l'ajustage de la longueur de l'opération de but- tage il est prévu des dispositifs d'accouplement spéciaux (non illustrés) pour arrêter le mouvement de ce chariot 8 avec une exactitude de + 0. 2 mm. Pareils dispositifs sont connus précédemment et ne seront pas décrits de ce fait.
La pièce d'ouvrage 2 est disposée entre le collier de refroidisse- ment 4 et le support-6 sur l'autre partie de la machine, cette partie ayant un bâti formé comme un support mobile qui est réglable aussi bien en sens latéral que vertical sur environ 40 mm en vue d'ajuster les surfaces de soudage l'une par rapport à l'autre. Quand ces surfaces sont ajustées mutuellement l'une par rapport à l'autre, les dispositifs de support sont bloqués. Les parties supé- rieures de ces colliers réfrigérés sont montées et démontées pour chaque opéra- tion de soudage et sont serrées sur les tubes au moyen de dispositifs spéciaux.
Dans la figure 1 le brûleur à gaz est seulement indiqué schématiquement par des lignes pointillées.
Un brûleur à gaz, connu en soi et convenant pour la méthode selon la présente invention, est illustré dans les figures 2 et 3. Ce brûleur compor- te deux demi-anneaux qui peuvent être bloqués l'un à l'autre au moyen de dis- positifs de blocage 12 et 13. Quand les demi-anneaux 10 et 11 sont bloqués l'un à l'autre, ils forment un brûleur annulaire qui entoure les pièces d'ouvrage 1 ou 2 en traitement. Le brûleur 9 présente sur ses surfaces latérales internes des orifices ou tuyères 14 pour le gaz et qui sont formées de façon que les flammes (indiquées par les flèches 150 dans la fig. 2) sont dirigées radiale- ment vers la pièce d'ouvrage.
Les moitiés de brûleur sont de formation symétri- que et ont chacune une admission 15 ; pour le gaz, chacune une admission 17, 18 et un échappement 19, 20 pour l'eau de refroidissement ainsi que des dispo- si tifs pour fixer le brûleur sur la machine. Des brûleurs du même ou d'autres types pourraient être fabriqués pour différents tubes de dimensions normales et
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dimensionnés par rapport à la quantité de gaz requise, de telle façon que de mê- me pour de grands diamètres de tubes et une grande épaisseur des articles il est possible d'obtenir une production économique par unité de temps.
En soudant des tubes ayant une épaisseur de paroi de 8 mm ou plus en utilisant la méthode décrite selon laquelle les surfaces de soudage sont amenées pour buter en contact de buttage l'une avec l'autre avant de commencer l'opéra- tion de chauffage avec le brûleur annulaire montré dans les fig. 2 et 3, il est à conseiller d'insérer d'une extrémité du tube un brûleur en forme de disque ayant des orifices pour le gaz le long de sa périphérie, Ce brûleur en forme de disque doit être disposé à l'extrémité d'un tube d'une longueur telle qu'il peut être inséré aussi loin que les flammes radiales sont dirigées vers l'intérieur des joints à souder.
On élimine ainsi tout risque de fusion inégale de l'extré- mité des pièces d'ouvrage, du fait que le brûleur en disque inséré chauffera la paroi de tube de l'intérieur, alors que le brûleur annulaire chauffe le tube de l'extérieur. Afin d'obtenir un chauffage uniforme de la surface interne le brûleur en disque recevra un mouvement oscillant sur un angle d'environ 20 .
Dans les figures 4 et 5, il est montré un brûleur 21 à employer en connection avec du matériel en barres solides, ce brûleur étant façonné en dis- que ayant des orifices à gaz 22 répartis uniformément sur sa surface circulaire et par lesquels le gaz brûlant s'échappera vers les surfaces à souder (comme in- diqué dans la fig. 4 par les flèches 23 ). Dans les figures 2,3 et figures 4, 5 les détails correspondants ont été désignés par les mêmes chiffres de référence, c.à.d. les pièces d'ouvrage ont été désignées par 1 et 2, l'admission de gaz par 15, l'admission pour l'eau de refroidissement par 17 et l'échappement pour cette dernière par 19. La distance entre les surfaces de soudage et le noyau des flam- mes serait dans ce cas entre 6 - 8 mm quand le brûleur aura été introduit entre les surfaces.
Quand ces surfaces ont été chauffées à la température nécessaire, le brûleur est enlevé et les pièces d'ouvrage sont rapprochées l'une vers l'au- tre. Afin d'obtenir un chauffage plus uniforme des surfaces, le brûleur est mon- té au moyen d'un dispositif spécial comportant un petit moteur à engrenage, des disques excentriques et moyens de ressort, ces éléments provoquant l'oscillation du brûleur autour de son axe propre sur environ 20 , comme indiqué par la flèche a dans les figures 2 et 3, en un plan vertical par rapport à l'axe longitudinal de la pièce d'ouvrage. Ce mouvement oscillatoire est amorcé de préférence en al- lumant le brûleur et est amorcé à l'intervention du dit moteur à engrenage.
Il est possible d'employer un brûleur d'un autre type dans lequel une fente s'étend sur la périphérie interne du brûleur, cette fente ayant une largeur d'environ 0. 2 à 0,3 mm. En connection avec pareil brûleur il n'est plus besoin d'oscillation.
Dans les figures 6 et 7 il est montré un brûleur adapté spécialement pour souder des tubes ayant des parois épaisses. Le brûleur 24 comporte un an- neau plutôt épais 25 avec des orifices 26 pour le gaz disposés en cercle et de telle façon que les flammes seront dirigées comme indiqué par les flèches 27, c.à.d. radiant vers et chauffant les surfaces terminales des pièces d'ouvrage 1 et 2. De même ce brûleur à gaz est pourvu d'une admission pour l'eau en 17, une admission 15 Pour le gaz aussi bien que d'un échappement 19 pour l'eau. Au sou- dage d'about au gaz avec le brûleur selon les figures 6 et 7, on peut travailler de la même façon qu'avec le brûleur selon les figures 4 et 5.
Au chauffage, le brûleur est disposé en sa position de façon que les flammes sont dirigées concentriquement par rapport à la ligne d'axe du tube quand il est fait usage du brûleur montré dans les figures 4 et 5. La distance b des points du noyau des flammes à la surface extérieure du tube serait dans ce cas également de 6 à 8 mm. Les flammes sont dirigées vers l'espace libre entre les pièces d'ouvrages 1 et 2, ou, si les tubes sont amenés en contact de butée l'un avec l'autre, vers le joint. En travaillant avec des tubes ayant des parois épaisses, les flammes sont disposées en trois rangées parallèles (voir fig. 3).
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Le chauffage est effectué de préférence avec des flammes légèrement réductrices jusqu'à ce qu'il s'est créé une fusion sur les d'eux surfaces à souder. La tem- pérature du matériel sera alors entre 11500C et 1170 C. Quand on utilise des col- liers de refroidissement, ceux-ci serviront également pour éliminer le risque pour les surfaces extérieures d'entrer en fusion avant les surfaces internes de la section de tube. Les colliers de refroidissement disposés sur la surface ex- térieure des tubes et à une certaine distance du joint soudé compensent les dif- férences en température entre la surface extérieure et intérieure des parois du tube au droit de soudage de façon que la fusion se fera simultanément sur l'en- tièreté des surfaces de soudage des deux pièces d'ouvrage.
Ils empêchent égale- ment une transmission inégale de la chaleur du joint soudé, et ils produisent donc un bon équilibre de chauffe des deux cotés du joint soudé.
Comme exemple on peut citer qu'en utilisant des tubes moulés cen- trifugés ayant un diamètre interne de 200 mm et une épaisseur de paroi d'envi- ron 7 mm, la distance entre les colliers de refroidissement et le joint de sou- dage a été lors d'essais entre 85 mm et l'on obtient ainsi une fusion uniforme sur toute la surface de soudage.
Dans les brûleurs montrés dans les figures 4 5 et 6,7 la même dis- tance pourrait être employée entre l'extrémité des pièces d'ouvrage et les col- liers de:refroidissement.
Comme exemple de mélanges de gaz appropriés, on peut citer le plus effectif comportant de l'oxygène et de l'acétylène, ces composants, en vue d'ob- tenir une flamme légèrement réductrice, seraient mélangés en quantités ci-après; oxygène entre 52 et 58% et acétylène entre 48 et 42% de préférence 52 à 54% d'oxygène et 48 à 46% d'acétylène.
Le mélange gazeux pourrait également comprendre de l'oxygène et du gasoline, qui est obtenu comme sous-produit par exemple dans la production d'hui- le de schiste et existe sous forme de propane et de butane. La formule chimique de propane est C3H8 et de butane C4H10 et la valeur de chauffe effective de propane est 22350 kcal/m3 et de butane 29150 kcal/m . Le mélange de propane et de butane a approximativement 15% d'effet de chauffe inférieur dans un mélange avec l'oxygène, mais forme à la place une protection plus effective en une zone autour de l'endroit de soudage que le mélange d'acétylène et d'oxygène, du fait de son effet réducteur plus élevé et il empêche donc le métal en fusion dêtre oxydé par l'oxygène de l'air.
Une pluralité d'essais avec des mélanges différents de gaz a prou- vé que le taux de soudage est plus élevé quand on utilise un mélange de gaz comprenant de l'acétylène et de l'oxygène qu'avec d'autres mélanges de gaz, mais les qualités de soudage seront meilleures en utilisant un mélange de gaz comprenant de l'oxygène et de la gasoline. De préférence, le mélange de gaz comprend 60% d'oxygène et 40% de gasoline.
En soudant des tubes plus grands, le temps de soudage pouvant alors être étendu du fait d'une plus grande épaisseur de parois, il se produit un plus grand risque d'oxydation qu'avec des tubes de moindres dimensions qui sont à souder. Dans des opérations de soudage de ce genre les surfaces à souder seront traitées avec un agent fondant convenable (agent de fusion), par exemple du borax sodique, Na2B407, ce matériel fondant empêchant dans une certaine mesure que le revêtement d'oxyde s'accroisse à un degré tel qu'il pourrait in- fluencer les résultats de soudage. Il a été précisé que le matériel fondant ne peut être mélangé avec des additifs, car ceux-ci ne sont employés en aucun cas lors du soudage d'about au gaz de fonte moulée selon la présente invention.
Il est possible de restreindre l'oxydation et la formation de joints de soudage durs et fragiles, par exemple de cette manière. Comme mentionné ci- devant il y aura une certaine réaction entre le silicium et l'oxyde de fer dans la fusion quand celle-ci se forme et il en résulte une diminution considérable
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de la teneur en silicium dans la fusion, ce qui diminuera la séparation de gra- phite, et le joint soudé sera alors plus dur que le matériel de base que l'en- toure. Comme les flammes de gaz pourraient être réglées sur un excès d'oxygène par rapport à l'acétylène, il ne sera pas ajouté de carbone de cette façon à la fonte moulée, alors qu'au contraire, s'il y a un excès d'acétylène dans les flam- mes, le carbone contribuerait à la réduction de l'oxyde et préviendrait une trop grande perte de silicium.
Il est donc à conseiller de traiter le joint de sou- dage dans la dernière phase de l'opération de chauffe et avant aussi bien que durant la formation de la fusion avec de la poussière de graphite ayant une di- mension de particule jusqu'à 0.3 mm ou avec un gaz quelconque riche en carbone, de préférence de l'acétylène. Dans le cas exposé en dernier lieu le chauffage pourrait donc être effectué avec une flamme légèrement réductrice jusqu'à la dernière phase de la période de chauffe, après quoi les flammes sont rapidement réglées à encrassement.
Un dispositif pour le traitement de graphite pourrait être disposé dans le brûleur oscillant et être muni de tuyères spéciales par lesquelles de la' poudre de graphite est soufflée pendant quelques secondes au moyen d'un gaz iner- te sous pression. Les joints soudés obtenus de cette façon se sont montrés com- me ayant de faibles teneurs d'oxydes et aussi comme étant plus doux, ce qui est d'importance pour le travail subséquent, que les joints soudés obtenus sans ad- dition de carbone.
Aussitôt que les surfaces des pièces à joindre sont en fusion, le mouvement de butée s'effectue, lequel pourrait s'opérer automatiquement au moyen de relais et un mécanisme de buttage de façon connue en soi. Dans l'opération de buttage, le chariot 8 (voir fig. l) est déplacé avec l'une des pièces d'ouvra- ge et la pression de rapprochement est effectuée sur une longueur de 3-5 mm, de préférence 3.5-4.5 mm après que les surfaces de soudage ont été amenées en contact l'une avec l'autre. En cas de tubes ayant des parois minces la longueur de butée sera entre 2 et 4 mm; de préférence entre 2. 5 et 3.5 mm après que les surfaces ont été amenées en contact mutuel par le déplacement du chariot.
Les tubes ayant des parois minces comportent toujours un grand risque de se recou- vrir et par conséquent l'opération de butée sera particulièrement soignée. Au buttage, le,métal en fusion formé durant le chauffage est pressé hors du joint soudé, ce métal en fusion contenant des scories, oxydes et autre impuretés. Le joint lui-même, comme exposé ci-devant, est obtenu dans la phase semi-solide du joint soudé.
Comme le buttage est effectué rapidement et avec une longueur exac- tement déterminée et comme la solidité dans la phase semi-solide est un mini- mum, il ne peut se produire une pression de butée spécifique notable. La lon- gueur du mouvement de butée exposée ci-devant a été fixée au moyen d'une plura- lité d'essais et s'est avérée comme située dans la limite de la pression de' bu- tée permise pour la fonte moulée tel qu'exposé ci-devant, ces fers ayant les limites de température mentionnées ci-devant. Aussitôt que le chariot de la ma- chine a commencé à se déplacer, le brûleur est éteint et le mouvement oscillant est arrêté, ou dans les formes de réalisation dans les figures 4, 5 et 6, 7 le brûleur est enlevé de l'espace entre les pièces d'ouvrage 1 et 2.
Dans la zone de soudage la température est rapidement descendue à environ 500 C, de préférence dans les deux minutes, avec résultat qu'en plus d'une plus grande productivité, on obtient une structure oristalinique fine, ferritique-graphitique, de façon que la solidité du joint sera la même que dans le matériel qui l'entoure. Le refroidissement est effectué au moyen de colliers de réfrigération qui sont refroidis avec de l'eau qui les traverse ou avec de l'air de réfrigération. Quand la température s'est abaissée à 500 C, on enlève la pièce d'ouvrage hors de la machine et la laisse refroidir à température de chambre.
L'opération complète à partir du serrage des pièces d'ouvrage dans la machine jusqu'au placement du tube soudé sur un transporteur peut être accompli pour différentes dimensions de tube dans les périodes de temps suivantes :
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EMI10.1
<tb> Tube <SEP> Diamètre <SEP> interne <SEP> Epaisseur <SEP> de <SEP> paroi <SEP> Période <SEP> de
<tb> Traitement
<tb>
<tb> N <SEP> mm. <SEP> mm <SEP> min.
<tb>
<tb>
<tb>
1 <SEP> 250 <SEP> 12 <SEP> environ <SEP> 8
<tb> 2 <SEP> 350 <SEP> 13 <SEP> " <SEP> 10
<tb> 3 <SEP> 400 <SEP> 14.5 <SEP> " <SEP> 12
<tb> 4 <SEP> 450 <SEP> 15 <SEP> " <SEP> 13
<tb>
Des essais ont montré que les joints soudés sont compacts quand ils sont exposés à une pression interne d'eau d'environ 30 kg/cm2
Aux essais, la solidité des joints soudés se sont avérés être 98% de la solidité du matériel de base sans aucun traitement à chaud spécial. Les es- sais métallographiques ont montré que le joint soudé n'avait pas de revêtements de burite et que la structure était ferritique-graphitique en correspondence a- vec le matériel situé à sa proximité, quand il est fait usage comme matériel de base de fonte moulée centrifugée malléable.
'Il est connu que beaucoup de fontes continentales et anglaises con- tiennent des quantités importantes de phosphore, souvent entre .8 et 1.2%. Ceci est dû au fait que les minerais employés contiennent d'importantes quantités de phosphore et qu'il est ajouté du phosphore à la fusion, spécialement lors du moulage centrifuge de tubes, afin d'obtenir une viscosité moindre en tournant les moules refroidis à l'eau.
Les essais de soudage d'about au gaz ont montré que sous certaines circonstances il est possible d'obtenir des joints soudés étanches, c.à.d. si l'opération de soudage est effectuée conformément à la présente invention et quand l'un quelconque des brûleurs montrés dans les figures 2 - 7 est utilisé.
Comme le soudage d'about au gaz de matériaux ayant une composition eutectique ou à peu près eutectique, c.à.d. ayant un facteur saturé Sc dans le taux de.99 et 1.1, étant disposés pour solidifier avec la majeure partie comme structure oémentitique, les joints de soudage seront recuits pour normalisation afin d'éliminer la dureté dans le joint et dans son matériel voisin, c.à.d. le ma- tériel traité ou influencé par la chaleur.
Pour le soudage d'about au gaz de tubes moulés centrifugés ou autres contenant du phosphore en quantités entre 8 et 1,2% et ayant en outre un fac- teur saturé Sc entre 98 et 1,1 et contenant une quantité totale de carbone et de phosphore jusqu'à 4,7% il est à conseiller de procéder de la façon suivante.
Avec les alliages de fonte moulée eutectique ou à peu près le changement de la phase de fusion à celle de solide est soudaine et s'il se trouve une quantité élevée de phosphore dans le matériel, par exemple dépassant 1%, le métal en fusion aura une faible viscosité et sera disposé à s'écouler directement hors du joint soudé. Avec de telles quantités de phosphore, le matériel sera oppor- tunément un peu plus riche en soufre, cependant pas plus que 12%, car le soufre rend le matériel en fusion plus visqueux.
Le chauffage de fonte moulée ayant pareille composition est de préférence effectué en deux étapes de façon que les extrémités des tubes sont préchauffées à environ 700 C à 900 C au moyen du brû- leur montré dans les figures 4, 5 ou 6, 7, respectivement, et elles sont ensuite chauffées au moyen d'un brûleur annulaire, soit dans le genre montré dans les figures 2 et 3, jusqu'à ce que les surfaces de soudage ont atteint la tempéra- ture de soudage. Encore dans cette méthode, il est à conseiller de protéger la surface contre l'oxydation en la traitant par exemple avec un agent fondant li- quide, soit un quelconque connu sur le marché sous le nom de "Gussolit", ou un agent similaire.
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En employant le brûleur montré dans les figures 6 et 7, le mouvement de butée sera amorcé assit8t qu'il se forme des gouttes en fusion sur les surfa- ces à souder et pour cette raison le brûleur 24 est enlevé à ce moment et la pièce d'ouvrage est déplacée vers la pièce d'ouvrage 2 à une vitesse telle que le buttage peut être effectué en une courte période durant laquelle l'état de fu- sion des surfaces à joindre est maintenu après que le brûleur a été enlevé. Cette période est très courte car la fonte moulée eutectique ou à peu près eutectique se solidifie très rapidement. Pour, cette raison, l'enlèvement du brûleur et le buttage doivent être effectués approximativement dans les deux secondes, et par conséquent ces mouvements dans la machine à Souder d'about au gaz doivent être synchronisés et obtenus automatiquement.
Le buttage sera évidement effectué avec une telle exactitude sur une longueur de butée déterminée, que quand les surfa- ces à souder ont été amenées en contact mutuel, les pièces d'ouvrage ne se sont déplacées pas plus de 2 mm l'une vers l'autre. Cependant la pression de butée peut ne pas dépasser 0.5 kg par mm2 d'aire de soudage, car autrement la courte longueur du mouvement de butée pourrait comporter des risques pour provoquer des déformations dans le matériel solide. La pression de butée spécifique ne peut en aucun cas dépasser la solidité du matériel à la température en question, soit à 1150 C - 1000 C.
La solidité de fonte moulée à températures élevées, spécialement en vue d'efforts de butée, dépend de l'analyse chimique du matériel et spécialement le facteur saturé Sc et le montant total en carbone et phosphore sont des indi- cations caractéristiques de la solidité. La force de butée spécifique, exprimée en kg par mm2 d'aire de soudage, peut donc être exprimée comme une fonction du facteur saturé et du montant total de carbone et de phosphore après correction pour la profondeur du chauffage jusqu'à 1000 C et de la longueur du buttage sur cette profondeur et elle peut être exprimée par la formule suivante :
EMI11.1
laquelle Psp = la pression de butée spécifique en kg par mm- d'aire de sou- dage Sc = le facteur saturé selon Tobias et Brinkman C = la teneur en pourcent de carbone P = la teneur en pourcent de phosphore Si = la teneur en pourcent de silicium Mn= la teneur en pourcent de manganèse L1 = la profondeur de chauffage dans l'extrémité du tube avec t ¯ 1000 C et L2 = la longueur du mouvement de butée.
Comme la longueur de buttage ne peut s'étendre dans des parties des objets ayant une température en-dessous de 1000 C, la constante K ne peut ja- mais être moindre que 1 mais elle est communément 1. 2 et 1.5.
Dans ce cas les surfaces de soudage seront saupoudrées avec de la poudre de graphite précisément avant que le matériel atteint sa température de fusion.
Ce brûleur montré dans les figures 6 et 7 pourrait également être employé pour souder la fonte moulée sub-eutectique quand l'épaisseur de paroi du tube ne dépasse pas 6 mm. Cependant avec du matériel de tube sub-eutectique, il est à conseiller d'employer le mélange de gaz expliqué ci-devant et compor- tant de l'oxygène et de l'acétylène.
Pour l'établissement de tuyauteries sur de longues distances con- voyant de l'huile, lesquelles comportaient jusqu'à présent uniquement des tubes d'acier, il est maintenant possible par le soudage d'about au gaz selon la pré- sente invention, d'utiliser des tubes en fonte moulée centrifugée, spécialement des tubes sphérolitiques, moulés par centrifugation ou enroulement. Il s'est avéré que les pipe-lines de longue distance pour l'huile sont enclins à la rouille et par conséquent il serait de grand intérêt d'utiliser des tubes en
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fonte moulée.
Les travaux de soudage en champ pourrait être effectué au moyen de ' machines de soudage d'about au gaz qui correspondent en principe à la machine montrée dans la figure 1 mais le mécanisme du mouvement de butée peut être com- mandé avec de l'air sous pression ou de toute autre façon connue en soi, en lieu et place du moteur électrique illustré, pour le cas où on ne peut obtenir la force électrique.
Les brûleurs montrés dans les figures 6 et 7 pourraient être employés comme brûleur quand il s'agit de souder les tubes de pipe-lines à huile et l'on pourrait employer de préférence un mélange de gaz formé d'oxygène et de gasoline.
Dans ce cas les joints soudés sont à normaliser par recuit après l'opération de soudage et cette opération de recuit pourrait être faite au moyen du brûleur mon- tré dans les figures 2 et 3, mais il doit être observé que durant tout le chauf- fage jusqu'à une température d'environ 920 C et pendant environ 5 minutes à cet- te température le brûleur oscillera sur environ 15 - 20 en un plan perpendicu- laire à l'axe longitudinal du tube. Le brûleur sera déplacé parallèlement à l'axe longitudinal du tube environ 200 mm pardessus du joint. En concordance avec la température extérieure, le joint de soudure, après finissage du recuit de normalisation, peut être couvert d'une couche d'asbeste jusqu'à ce que le joint prend lentement la température de son matériel voisin.
La capacité de soudage de fontes moulées ayant une composition chi- mique avec le facteur saturé Sc entre .7 et 1,1 ce facteur Sc étant calculé selon la formule de Tobias et Brinkman, d'après laquelle
EMI12.1
la teneur en phosphore dans cette fonte moulée étant simultanément entre 0 et 1,2% se trouve schématiquement illustré dans la figure 8, dans laquellle le rap- port entre la solidité tractive 62 dans le joint soudé et la solidité tractive 62 dans le matériel de base a été exprimé comme une fonction du facteur saturé Sc. Dans ce diagramme on peut lire que si
EMI12.2
Sc = 1.1, alors UI/Û2 = 60%
EMI12.3
<tb> Sc <SEP> = <SEP> 1 <SEP> " <SEP> 61/62 <SEP> 72%
<tb>
EMI12.4
se = .9 ( l / û 2 = z se = .8 fi 1/<f2 = 95% Sc = 07" il <Íl/62 = ''00%.
Dans la figure 9 il est montré par un diagramme le rapport 61/62 comme une fonction de la quantité totale de carbone et de phosphore (C + P) dans ce matériel du tube
Dans ce diagramme on peut lire que quand
EMI12.5
C + P = 301% alor\Íl/ <J 2 = 99%
EMI12.6
<tb> C+P <SEP> =3,3% <SEP> " <SEP> 61/62 <SEP> =98%
<tb>
EMI12.7
c + P = 3.5% " <Íl/<i 2 :: 96% C + P = 3.7% tt CÍ l / q 2 = 92% 0 + P = 3.9% " <Í l / <f 2 = 88%.
Comme évident des diagrammes la capacité de soudage diminue consi- dérablement avec l'augmentation de la valeur Sc de Sc ¯1 et si la quantité to- tale de C + P augmente à 4,0%
Des mesures prises, par exemple des variations dans la pression de refoulement ou de butée, la vitesse du mouvement de butée, la longueur du mouve-
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ment de butée et les variations mutuelles de ces facteurs ainsi que les varia- tions dans la méthode de chauffage ont, dans une certaine mesure, influencé a- vantageusement les résultats de soudage montrée dans les diagrammes des figures 8 et 9.
Ainsi donc, la série de fonte moulée difficilement soudable, spécia- lement en ce qui concerne le soudage à pression, commence à Sc= l et C+P 4,0% et se poursuit avec des résultats plus mauvais si la valeur de Sc et C + P sont augmentées encore.
Afin d'étendre davantage la portée de la méthode selon la présente invention pour souder la fonte moulée, des essais systématiques ont été faits en employant des matériaux greffés pour l'examination de la possibilité d'obte- nir des résultats de soudage satisfaisants également dans cette série de fonte moulée difficilement soudables.
Il s'est alors trouvé que conformément à l'in- vention l'introduction de certains éléments d'alliage dans le joint soudé lors du soudage d'about, par exemple de tubes moulés, soit centrifugés, filés ou mou- lés au sable, on pouvait obtenir des résultats de qualité surprenante bonne, quand on fait usage d'une des possibilités suivantes :
a) En traitant les surfaces de soudage qui sont à chauffer à plus de 800 C avec un matériel fondant pâteux contenant entr'autres les éléments d'alliage mention- nés ci-devant sous forme de poudre. b) En introduisant, comme dit ci-devant, un anneau entre les surfaces à souder, cet anneau comportant une fonte moulée ou acier d'alliage spécial et ayant les mêmes diamètres externe et interne que les tubes adjacents, cet anneau étant pressé pour buter contre les surfaces de soudage des tubes avec une pression de butée mineure d'environ 5 - 10 livres par pouce carré d'aire de soudage avant de commencer le chauffage.
La disposition de l'anneau entre les surfaces à souder est montrée dans la figure 11. Selon l'alternative "a" ci-devant, le matériel fondant pâteux par exemple celui connu sur le marché comme "Pâte-Gussolit", ou un produit si- milaire, est mélangé jusqu'à 6 à 7% au poids de ce matériel fondant avec du ni- ckel en poudre, cuivre et molybdène en poudre dans le rapport 10:10:1.
Le matériel pâteux fondant contiendra également du graphite en pou- dre fine, par exemple environ 2% du poids du matériel fondant. Selon l'alterna- tive "b", l'anneau en fonte moulée ou acier aura de préférence la composition suivante : C = .1 - 2,5% éventuellement entre .1 et 1.7%, mais mieux encore entre 1. 7 et 2.5%.
Si = 2.5 - 3.5%, de préférence entre 2. 8 et 3.2% Mn =.3 - 5% de préférence entre.35 et .45% P = 1.5 - 2.5%, de préférence entre 1. 7 et 2.0% S = aussi bas que possible, de préférence n'excédant pas .07% Ni = 6. 0 - 12.0%, de préférence entre 8.0 - 10.0% Cu = 8.0 - 10.0% si la teneur en carbone est entre 1.7 et 2.5% ou Cu = 10.0 - 13.0% si la teneur en carbone est entre 1, et 1,7% Mo =.5 - 1,5% de préférence entre.7 et 1.2%.
Le restant Fe.
Des essais systématiques avec les teneurs en phosphore plus grandes de 5% et plus ont donné pour résultat la découverte la plus surprenante que pour des teneurs extrèmement élevés de phosphore, soit à 1.5 - 2,5% les résul- tats de soudage pouvaient être considérablement augmentés sans l'emploi de matériaux de greffage.
Dans la figure 10 il est montré par un diagramme le rapport entre la solidité tractive 1 du joint et la solidité tractive 672 du matériel de base en fonction de la teneur en phosphore, par une ligne non pointillée. Il est mon-
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tré par une ligne pointillée un diagramme pour le rapport entre 61 et 6-2 comme une fonction de la teneur en phosphore dans des joints soudés de fonte moulée avec des éléments d'alliage dans le joint.
Il a été trouvé également que, pour des teneurs élevées de phosphore comme dit ci-devant, la quantité totale de carbone et de silicium serait très faible ou comme un maximum des valeurs moyennes, soit la teneur en carbone entre 3. 0 et 3,4% de préférence 3.0 et 3,2% et la teneur en silicium entre 2. 0 et 2.8%.
Pour le soudage d'about au gaz de pièces d'ouvrage en fonte moulée contenant du carbone en un taux entre 3. 0 et 3.4% et du silicium entre 2. 0 et 2.8%, la teneur en phosphore étant entre 1.5 et 2,5% il n'y aura pratiquement pas de nécessité de greffage dans le joint soudé d'éléments d'alliage. Afin de protéger le joint soudé contre les oxydations et pertes en silicium le joint soudé peut être traité aux surfaces avec un matériel fondant pâteux contenant jusqu'à 2% de graphite.
En soudant ensemble des pièces en fonte moulée contenant les hautes teneurs susdites en phosphore, la pression de butée sera entre 0. 2 et 0. 7 kg par mm2 d'aire de soudage et la longueur du mouvement de butée sera entre 2 et 5 mm, en rapport avec des tubes ayant de minces parois entre 2 et 3 mm.
Il est en outre à conseiller en relation avec ces hautes teneurs en phosphore, d'avoir les teneurs en manganèse et soufre à des valeurs plus élevées, soit Mn entre.5 et 1% et S entre .1 et ,18%
L'explication théorique de la capacité de soudage accrue doit être probablement trouvée dans la possibilité du fer-Ód'absorber à haute températu- re de plus grandes quantités de phosphore en la solution, une moindre quantité de phosphore étant de ce fait séparée comme eutecticom phosphorique. (Phosphure eutectique).
Nickel, molybdène et cuivre comme éléments d'alliage.
Le nickel et le molybdène sont bien connus comme éléments d'alliage pour augmenter la solidité de fonte moulée, spécialement à des températures éle- vées, et pour provoquer la séparation du graphite sous forme de rosette poudrée.
Le matériel de fonte moulée chauffé localement lors du soudage reçoit par la diffusion de ces éléments d'alliage dans la zone de soudage chauffée, une struc- ture de ténacité accrue et une résistance à pression accrue, mais également un meilleur liage. Le nickel possède également la possibilité de dissoudre le cémentite formé au refroidissement rapide de la zone soudée et de telle façon que l'on obtient un joint soudé plus doux n'ayant pas de tensions internes.
Le cuivre peut être dissous dans la fonte moulée en quantités de 4 à 5%. La part excessive de cuivre ajouté, soit le cuivre non dissous, est sé- paré à la solidification de la fonte moulée sous la forme de gouttes (le cuivre fond à 1083 C). Ces particules de cuivre, ayant à la cristallisation du graphite toujours la forme de gouttes, agissent comme matériel de greffe à la séparation subséquente de graphite, c.à.d. elles font l'extraction d'une structure de gra- phite eutectique fine, mais simultanément abaissent le point de solidification eutectique. Pour cette raison, l'addition de cuivre en quantité excédant quelque peu 5% dans le matériel de greffage est d'importance extrème, spécialement lors de soudage de matériel de tube eutectique ou super-eutectique comportant de la fonte moulée.
L'opération de chauffage.
Le chauffage de l'aire de soudage peut être effectué de préférence au moyen d'un brûleur connu en soi et illustré dans les figures 11 et 12. Ce brûleur annulaire comporte deux moitiés 31, 32 assemblées au moyen de charniè- res 33. Chaque moitié d'anneau 31 ou 32, respectivement, est pourvu d'admissions 34, 35 d'échappements 36,37 pour l'eau de refroidissement et d'admissions 38,
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39 pour le gaz. Quand les moitiés d'anneau 31, 32 sont fermées, elles enfermeront entr'elles les pièces d'ouvrage 41, 42 à souder ensemble avec l'exception d'une ouverture supérieure 40.
Le gaz introduit dans le brûleur le quitte par des ori- fices qui sont disposés ou prévus de tuyères de façon que toutes les flammes avec l'exception des trois flammes près de l'ouverture 40, sont dirigées radia- lement vers les extrémités des pièces d'ouvrage cylindriques (fig. 12). Le dia- mètre des sorties du gaz est de préférence pris entre 0.7 et 0.85 mm en corres- pondance avec les tubes à souder.
Comme évident par la figure 11, dans la forme de réalisation montrée, il est prévu trois rangées de flammes. La rangée centrale de flammes est dirigée vers l'anneau 43 situé entre les extrémités des tubes, alors que les autres ran- gées de flammes chauffent les bouts de tube aussi bien que l'anneau. L'arrange- ment est d'ailleurs tel que l'anneau sera fondu le premier. L'épaisseur, ou hauteur, de l'anneau 43 est de préférence moitié de l'épaisseur de la paroi de tube 47. Afin de protéger le métal chauffé contre l'oxydation, il est possible comme indiqué par les lignes mixtes dans la figure 11, d'enclore l'aire à souder et ses environs dans un bottier 44 ou similaire pourvu d'une admission 45 par la- quelle on fait entrer un gaz inerte quelconque, soit de l'hydrogène ou tout autre gaz agissant de la même façon, par exemple des gaz rares ou du méthane, etc.
Pour le centrage de la pièce d'ouvrage dans le brûleur, ce dernier est muni à sa par- tie inférieure, soit à la charnière 33, d'une douille tubulaire 46 ayant un fi- let.
La distance 18 entre les sorties à gaz dans chaque rangée et la dis- tance mutuelle entre les trois rangées est d'environ 10 mm. mais on peut prendre également d'autres distances en dépendance de la concentration de chaleur, quand il est fait usage ou non d'un anneau de greffe 43, aussi bien en ce qui concerne l'épaisseur de paroi des tubes employés. La disposition des flammes par rapport au joint soudé avec l'anneau, ainsi que la distance 48 entre les pointes du noyau des flammes et la surface extérieure des tubes sont montrées dans la figure 11. Cette distance 48 sera prise de préférence entre 10 et 30 mm. car il s'est avéré qu'avec de telles distances il est possible d'obtenir une meilleure distribution de la chaleur dans le joint soudé.
Si la distance 48 entre la sur- face du tube diminue de 10 mm, il sera imparti au brûleur un mouvement oscillant en un plan perpendiculaire à la direction longitudinale du tube sur un angle de 15 -20 .
Lors du soudage selon l'alternative "a" l'aire de soudage est chauf- fée jusqu'à fusion, soit à environ 1150 C.
Lors du soudage selon l'alternative "b" en faisant usage d'un anneau de greffe, l'anneau atteindra la température de fusion avant les surfaces à joindre, du fait de la concentration sur la ligne axiale. Aussitôt que l'anneau 43 a atteint la température de fusion, le buttage a lieu.
Comme gaz on peut employer un mélange d'oxygène et d'acétylène avec une flamme de soudage normale. Afin d'obtenir une bonne protection contre l'oxydation, il est conseillé d'employer une flamme faiblement réductrice.
Il est également à conseiller de faire usage d'un mélange d'oxygène et de gasoline contenant environ 60% d'oxygène et environ 40% de gasoline, mais on peut également utiliser d'autres mélanges de gaz.
Des essais de soudage effectués ont montré que des résultats accep- tables peuvent être obtenus sans l'emploi d'un gaz protecteur. Pour le soudage de butée au gaz de tubes moulés ayant des brides et manchons, les brûleurs se- ront constitués de deux moitiés symétriques afin de rendre possible que le brû- leur soit enlevé des pièces d'ouvrage aussi bien que de pouvoir le replacer au- tour de cette pièce.
La machine à souder d'about au gaz doit effectuer deux opérations principales : chauffer et buter. Une machine actionné à la main pourrait donc
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être plutôt simple en sa construction si le brûleur peut être centré par rap- port aux pièces de tube serrés entre les griffes de serrage. Il est disposé un support mobile pour l'opération de butée, ce support étant déplacé de façon hy- draulique, pneumatique ou mécanique. Comme la pression de butée lors du soudage d'about au gaz a des valeurs relativement faibles, soit entre 0.5 et environ 1.5 kg par mm2 d'aire à souder, et comme la longueur de butée peut seulement être entre 2 mm et maximum 6 à 7 mm, cette partie de la machine pourrait égale- ment être d'une forme d'exécution peu coûteuse.
La machine pourrait également être munie d'un instrument (non illus- tré) pour l'enregistrement de la température, étant d'un genre optique connue en soi et d'un appareil mesurant la pression de butée.
L'opération de butée.
L'opération de butée peut de façon connue être effectuée au moyen d'un dispositif mécanique, pneumatique ou hydraulique. L'opération de butée de fonte moulée eutectique ou super-eutectique doit être effectuée avec une vitesse considérable mais sur une longueur limitée. La pression de butée lors du buttage de tubes sera entre 0. 2 et 0.7 kg par mm2 d'aire de soudage et la longueur du mouvement de butée entre 2 et 5 mm.
La pression de butée lors du buttage de tubes avec un anneau de gref- fe entre les surfaces de joint sera entre 0.5 et 1.5 kg/mm2 d'aire de soudage et la longueur du mouvement de butée sera entre 4 et 7 mm. Le brûleur est éteint simultanément avec l'opération de butée. Les éléments d'alliage sont distribués aux deux extrémités de tube par diffusion et augmentent les propriétés de soli- dité du joint soudé.
Le tube soudé est laissé dans la machine après la fin de l'opération pendant 30 à 60 secondes de façon à basser rapidement la température dans le joint soudé jusqu'à environ 500 C et ensuite le tube est enlevé de la machine.
Si l'on veut, on peut effectuer une recuisson subséquente dans la machine avec le même brûleur pendant une période de 5 minutes environ à unetempé-
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raturer. iie 90090-,â'j9p%',,bbrftleur oscillant alors sur 20 en un plan perpendicu- laire à l'axe longitudinal des tubes et animé simultanément d'un mouvement en direction longitudinale du tube à une distance d'environ 100 mm par-dessus du joint soudé.
La méthode selon la présente invention pour le soudage d'about au gaz de fonte moulée comporte des avantages, car il demande une machinerie plus simple en équipement et non pas de frais considérables pour le soudage, spécia- lement en relation avec de grandes dimensions de tubes en fonte moulée, mais aus- si par rapport à ce que l'opération de soudage peut être effectuée avec des ma- chines spécialement construites en des endroits où l'on ne peut pas atteindre de force électrique et par conséquent la méthode décrite doit être considérée comme techniquement supérieure aux méthodes décrites antérieurement pour la fabrica- tion de tubes en fonte moulée centrifugée ayant de doubles brides ou de doubles manchons.
Revendications.
**ATTENTION** fin du champ DESC peut contenir debut de CLMS **.
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Currently the so-called rotary molding has been developed in such a way that it is by this method that it is now possible to quickly manufacture cast iron tubes. However, difficulties have been encountered in the arrangement of one-piece molded flanges and sleeves on such cylindrical bodies. It is certainly possible to mass produce tubes having a flange or sleeve, but there are difficulties in arranging a flange or sleeve at the opposite end of the tube and there is no need. it has not been possible to overcome these difficulties in an effective, technically and economically satisfactory manner.
Safe and durable welded joints between cast iron workpieces could be obtained by electric resistance arc welding, the composition of the cast iron being within a certain analysis. Resistance arc welding is arguably the best method for obtaining centrifuged or spinning molded tubes having two flanges or two sleeves, for example in comparison with methods by which the flanges or sleeves are, retracted or threaded on the blanks. centrifuged or rolled tubes.
Systematic experiments have shown that very good welds are obtained with less installation of machines and at reduced costs, using gas heating by which the metallurgical conditioning is modified. The present invention relates to a method for welding cast iron parts, especially tube-shaped workpieces, by gas butt welding.
A method of this kind has previously been employed for joining steel parts, especially steel tubes, as well as other parts of other metals. However, those skilled in the art have considered that cast iron is a material which cannot be employed when it comes to obtaining a gas butt weld joint, just as hitherto it has been impossible to '' obtain technically acceptable welded joints. The same method has been described in "Werkstoff und Schweissng" by Prof.
Fried- rich-Jeanitzer, volume II, Berlin 1954, page 1118, where it is said that "because the cast iron can hardly be brought to the pasty condition, but will pass directly from the liquid phase to the solid phase, or in Conversely, the pressure welding method could not be used, nor the fusion welding method ". Likewise in "Das elektrische Widerstands-Schweissen" by Dipl.-Ing. W. Brunst, Berlin 1952, it is stated in the table on page 2 that cast iron can practically be used for gas butt welding.
The present invention has made it possible to carry out gas butt welds, for centrifugal castings, without any addition (fluxing material), either formed or solid tubes, cast iron workpieces having, in particular. consideration of their composition a saturated factor Sc according to the formula
EMI1.1
in the rate between .7 and 1.1, a silicon content between 2. 0 and 3.5%, preferably between 2.2. and 3.0% a phosphorus content between 0 and 1.5% a manganese content between .3 and 1.0% and a total phosphorus and carbon content between 3.0 and 5.7%.
Experiments have also shown that a so-called spherolitic cast iron having a nodular graphite could be gas-welded by the method according to the present invention.
The general opinion among tradespeople is that graphite
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nodular is formed during gas or electric welding (by means of solder sticks or electrodes) by heating the fusion welded joints, this nodular graphite formation being very typical for this kind of cast iron and that it is caused by addition magnesium or cerium and that this formation could not be avoided during the subsequent cooling of the welded joints, because the magnesium or the cerium would be evaporated and / or would form inactive oxides, i.e. this magnesium or cerium would disappear at the high welding temperature.
Likewise in this case, i.e. in gas butt welding of spherolitic cast iron, which, when in ridging the molten material containing oxides is pressed out of the joint, approximately the same strength is obtained in the latter as in the base material surrounding the joint using the method according to the present invention.
Since cast iron has other qualities than steel, which depends on its chemical composition and structure, other measures must be taken when welding the butt weld of cast iron to achieve good results. good results, than measurements taken in previously known methods of joining steel members.
Cast iron without alloys, containing apart from iron, elements such as C, Si, Mn, P, and S, may in respect of the content of these components, can be divided into three main groups, including sub-eutectic cast iron, eutectic cast iron and super-eutectic cast iron. In the binary Fe-C system, the cast iron is eutectic at the carbon content = 4.3% The other components, i.e.
Si, Mn and P and possibly other added components influence the possibility for the cast iron to absorb carbon in the solution, which is why the eutectic point is shifted with respect to the contents of said alloying elements; and Brinkman established the following formula for the saturated factor sC with respect to the components C, Si, P and Mn and their percentage content in the cast iron
EMI2.1
When according to this formula
SC <1; cast iron is sub-eutectic
Sc = 1 cast iron is eutectic
Sc> 1, cast iron is super eutectic.
The values in percent of C, Si, P for a given analysis of cast iron are to be introduced into the formula above.
Test welds have shown that the manufactured cast iron, which can be butt welded with gas without difficulty, would suitably be of sub-eutectic rate with respect to its chemical composition.
The technically acceptable explanation of the results obtained is that the lower the saturated factor Sc, the more it will be present in the structure of the primary mixed crystals, these crystals being free of graphite, tenacious and rich in iron and they give better resistance values at high temperatures than crystals in the eutectic zone.
As in general the resistance in the rate of temperature in which the welding takes place, approximately at 1000 C to 1100 C is very low, one could not employ a considerable stopping force when pressing the work pieces together. However, the welding is carried out at a certain speed so as to squeeze out from the joint the molten metal formed, or most of it, which largely contains slag and oxides. The seal is therefore formed in the semi-solid phase very close to the melt state.
A theoretical explanation of the joint phenomenon could be that
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atoms located in the semi-solid phase near below the fusion state are unstable, i.e. their previous position relative to neighboring atoms changed in part at the elevated temperature very close below the boundary between molten cast iron and semi-solid. When applying the surfaces to be welded against each other under moderate pressure and in such a state, the atoms in one of said surfaces will adjust themselves for diffusion through the surface into and between atoms on the other surface just as easily as when solidifying and bonding with nearby atoms in one single cast iron piece.
As the semi-solid phase of the cast iron has a depth of the melt formed in the outer zone, it is necessary to upset, abutter, the cast iron work pieces with an exactly defined stop length to prevent a deformation of the phase state favorable for closing the joint. Poor deformation would occur at elongated stopper lengths, said phase extending only about 2-5mm. back the molten metal formed, specially for cast iron tubes, cast.
It has been found that the cohesive force when welding cast iron workpieces will increase the more the structure will include austenite compared to cementite. The more sub-eutectic the cast iron, the more the resistance will be increased in the welded joint. This only depends on the condition that mixed ± crystals are tenacious and have a higher diffusion coefficient than cementite crystals.
It is of prime importance in what form the graphite is found in the cast iron as well as the content of phosphorus and any oxides.
It is therefore impossible to obtain a good joint between cast iron parts by gas butt welding taking the following conditions into consideration.
The basic metal mass of the sub-eutectic cast iron should as far as possible be undivided, i.e. the separation of graphite will not in its shape be of such importance that large cavities are formed in the basic mass, these cavities reducing the cross section. In other words, the graphite will be in a finely divided state, be in the kind of crushed carbon, or be spheroidally formed.
Further, the phosphorus content increases the discontinuity of the basic metal mass by its sour and hard qualities, supposedly caused by the phosphorous eutectcom Fe3P.
The cohesive force between the atoms will therefore increase the lower the phosphorus content and the more finely divided is the graphite in the cast iron work pieces to be welded to the gas end. -
It is evident from the above that the saturated factor Sc of weldable cast iron will have a value between .7 and .98, preferably between .7 and .95, The carbon contents in the cast iron parts will be between 2.2 and 3, 7% preferably between 2.4 and 3.5% however that the silicon and phosphorus contents would be selected such that the saturated factor Sc according to Tobias and Brinkman does not exceed .98 and the total amount of carbon and phosphorus would be selected between 3. 0 and 4.7%. The silicon content will be between 2.0 and 3.5%, preferably between 2.
2 and 3.0%, the phosphorus content between 0 and 1.2% and the manganese content between. 3 and 1.0%
If the strength values in the welded joint are to be up to 100% of the strength of the base material, the phosphorus content in the cast iron part will be as low as possible and will be selected between 0 and .8 %.
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Coil-molded or centrifuged material intended to be gas butt welded, i.e. tempered articles in general will have a total amount of carbon and phosphorus between 3.0 and 4.7% but the best results are obtained with values of 3.0 and 3.4%.
In cast iron, the sulfur content, which will also be as low as possible, will be selected between 0 and 7%, preferably between 0 and .5%. Experiments have shown that welded joints having about the same strength as the base material can be obtained if the carbon content is selected 3.1% Silicon 2.8%, Phosphorus .2%, Manganese. 5% and sulfur .05%.
For eutectic or roughly eutectic weldable material compositions, the sulfur content will have a higher value, between .7% and .12%.
It is of great importance for gas butt welds that the silicon content is high because, when heating with hot gas, the molten material will in this case be exposed to oxidation and chemical influences much more than during welding. electric resistance. Especially when the flames are placed close to the welding area, there will be a burning of the silicon and to some extent a reduction of carbon. The graphite divided in the castings must be finely dispersed and be in the form of quenched or nodular carbon.
Gas butt welding of eutectic or super-eutectic cast iron workpieces having a phosphorus content of about 5% or more presents considerable difficulty. Especially for mass production, it is difficult to get safety weld seams.
This problem has been solved by means of a modification of the present invention, the main feature of which is that in a gas butt welding machine cast iron workpieces are welded, this cast iron being of eutectic or super-eutectic composition and having a phosphorus content between .5 and 1.5% and that an alloy steel or cast iron ring is arranged between the welding surfaces and in contact with these surfaces, this ring having the following composition:
EMI4.1
<tb> C <SEP> = <SEP> .1 <SEP> - <SEP> 3.2% <SEP> of <SEP> preference <SEP> .1 <SEP> - <SEP> 2.5%
<tb>
<tb> Si = <SEP> 2.0 <SEP> - <SEP> 3,% <SEP> "<SEP> 2. <SEP> 8 <SEP> - <SEP> 3.2%
<tb>
<tb> Mn <SEP> = <SEP> .3 <SEP> - <SEP> 1.0%;
<SEP> "<SEP> .33 <SEP> - <SEP> .45%
<tb>
EMI4.2
P = .2 -2.5%, "1.7 - 2.0
EMI4.3
<tb> S <SEP> = <SEP> 0 <SEP> - <SEP> 1.2% <SEP> "<SEP> as <SEP> down <SEP> than <SEP> possible
<tb>
and containing alloying elements increasing the strength, and Fe as remaining, however, that the ends of the castings facing each other as well as the ring are treated before heating with a material. flux and forced together with a pressure of approximately 0.1 - 0. 3 kg per mm2 of welding area and after the heating treatment with backflow or pressure ridging between 0.5 and 1.5 kg / mm2 of weld area. dage, the length of the stop movement being between 4 and 7 mm.
Special advantages are obtained by following the following indications for carrying out the method according to the invention.
When arranging the tubular parts in the gas butt welding machine, the machined tube ends are placed end to end in abutting contact with each other and subjected before heating to a pressure. - stop limit between 0. 2 and 1. 0 kg per mm2 of welding area, preferably between 0. 3 and 0.7 kg per mm2 of welding area. The preliminary stop pressure will not exceed 50% of the final stop pressure used after heating.
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By a good fit of the two precisely finished surfaces, relative to each other under pressure, one obtains the advantage that not only the atoms have a considerably greater possibility to diffuse on the surfaces of the cast iron material. heated to about 1000 - 1150 C, but also a considerable decrease in the risk of oxidation of the gasket surfaces which is obtained because oxygen from the air cannot penetrate to a noticeable degree into the gasket. 'enclosed space between the work pieces.
When the work pieces; have been heated to the welding surfaces to a temperature between 1000 and 1150 C, a gauge for stop pressure indicates that the preliminary applied stop pressure starts to decrease, which should be taken as an indication that in a very few seconds the final stop operation must be carried out in such a way that the ridging then occurs with a specific ridging pressure of between 0.5 and 1.5 kg per mm2 of the welding area. The stop length is to be limited exactly between 2 mm and 5-6 mm depending on the chemical composition as described above.
In order to avoid oxidation, the tube surfaces will be covered before heating with a liquid flux, i.e. fluxing agents for welding steel known in the market as "Paste-Gussolit", "Fondant-Linde" or the like, however the latter or "Fondant-Linde" may also be added when welding cast iron tubes cast on the welding floor together with the acetylene used for heating by the burner jets in a manner known per se.
As the stop operation is carried out in two stages, the gas butt welding machine will preferably be provided with two hydraulic pumps, one for the preliminary stop pressure before heating and the other for the final stop pressure. , i.e. when the heating is finished, the latter being arranged to deliver a limited stop length in accordance with the values explained above for the required stop length.
The gas butt welding operation will be explained below with reference to the accompanying drawings. In these drawings:
Figure 1 shows a device for gas butt welding with clamped workpieces,
Figure 2 a gas burner which surrounds a tube to be welded,
Figure 3 is a section through the burner along line 3-3 of Figure 2,
Figure 4 shows another embodiment of the burner, suitable for welding solid bars of cast iron,
Figure 5 shows an end elevation of the burner according to Figure 4,
Figure 6 shows a burner which will be used preferably when it comes to welding larger tubes and
Figure 7 shows an end elevation of the burner according to figure 6,
Figures 8,
9 and 10 show by means of diagrams the relation between the strength in the welded joint and the strength in the base material as a function of contents of different alloying elements in the cast iron.
Figures 11 and 12 show in longitudinal section and end elevation, respectively, a burner capable of being employed for carrying out the method according to the present invention.
The work pieces 1, 2 in cast iron are wedged in the machine.
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ne and brought into abutment contact with each other with precise adjustment of the welding surfaces which will be mechanically machined, free of oxides and in the case of tubes, will have a uniform thickness. When the workpieces are placed close together, they will be subjected to a stop pressure before being heated. The stop pressure could thus be chosen approximately at 0.5 kg / mm2 of welding surface, but the value of this pressure is of less importance since the length of the stop movement will be limited to a determined number of inches. .
The welds carried out have shown that good results can also be obtained when the workpieces are placed in the machine in such a way that a space of 3 mm is obtained between them, so as to obtain heating. more effective welding surfaces and this also makes possible penetration of the welding gas into the interior of the tubes, this gas preventing oxygen from the air from reaching the weld area. In this method (see fig. 1), precise finishing of the welding surfaces is not necessary.
In order to maintain a good heating balance on both sides of the welded joint, it is advisable to have cooling collars 4, 5 on the tube bodies, the spacing c of the joint of which will vary with the size of the welding surfaces. These cooling collars 4, 5 can serve at the same time as guiding devices. Necklaces can be made of steel, or better still of copper, and cooled with water.
Parts 1 and 2 are clamped in the machine in such a way that they cannot move in the axial direction during the ridging operation. For this purpose, consoles 6, 7 are arranged at the outer end of the work pieces. During the ridging operation the workpiece 1 can be moved in the direction towards the other workpiece 2, and the length of this movement is monitored on a scale of the machine. For this purpose, the workpiece 1 is arranged in cooling collars on a carriage 8 which is moved in guide devices and capable of being moved automatically or mechanically.
For the adjustment of the length of the stopping operation special coupling devices are provided (not shown) to stop the movement of this carriage 8 with an accuracy of + 0. 2 mm. Such devices are known previously and will therefore not be described.
The work piece 2 is disposed between the cooling collar 4 and the support-6 on the other part of the machine, this part having a frame formed as a movable support which is adjustable both in lateral and vertical directions. about 40 mm to adjust the welding surfaces to each other. When these surfaces are mutually adjusted relative to each other, the support devices are locked. The upper parts of these refrigerated collars are assembled and disassembled for each welding operation and are clamped to the tubes by means of special devices.
In figure 1 the gas burner is only indicated schematically by dotted lines.
A gas burner, known per se and suitable for the method according to the present invention, is illustrated in Figures 2 and 3. This burner has two half-rings which can be locked together by means of Locking devices 12 and 13. When the half-rings 10 and 11 are locked together, they form an annular burner which surrounds the work pieces 1 or 2 being processed. The burner 9 has on its internal side surfaces orifices or nozzles 14 for the gas and which are formed so that the flames (indicated by arrows 150 in FIG. 2) are directed radially towards the workpiece.
The burner halves are symmetrical in formation and each have an inlet 15; for gas, each an inlet 17, 18 and an outlet 19, 20 for the cooling water as well as devices for fixing the burner on the machine. Burners of the same or other types could be made for different tubes of normal dimensions and
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dimensioned in relation to the quantity of gas required, so that likewise for large diameters of tubes and great thickness of articles it is possible to obtain economical production per unit time.
By welding pipes having a wall thickness of 8 mm or more using the method described in which the welding surfaces are brought into abutment in ridging contact with each other before starting the heating operation with the annular burner shown in fig. 2 and 3, it is advisable to insert from one end of the tube a disc-shaped burner having gas orifices along its periphery. This disc-shaped burner should be arranged at the end of the tube. a tube of such length that it can be inserted as far as the radial flames are directed inwardly of the joints to be welded.
This eliminates any risk of uneven melting at the ends of the workpieces, since the inserted disc burner will heat the tube wall from the inside, while the ring burner heats the tube from the outside. . In order to obtain a uniform heating of the internal surface the disc burner will receive an oscillating movement at an angle of approximately 20.
In Figures 4 and 5 there is shown a burner 21 for use in connection with solid bar material, this burner being shaped as a disc having gas orifices 22 evenly distributed over its circular surface and through which the gas burning. will escape towards the surfaces to be welded (as indicated in fig. 4 by arrows 23). In Figures 2, 3 and Figures 4, 5 the corresponding details have been designated by the same reference numerals, i.e. the work pieces have been designated by 1 and 2, the gas inlet by 15, the inlet for cooling water by 17 and the exhaust for the latter by 19. The distance between the welding surfaces and in this case the flame core would be between 6 - 8 mm when the burner has been introduced between the surfaces.
When these surfaces have been heated to the required temperature, the burner is removed and the workpieces are brought together. In order to obtain a more uniform heating of the surfaces, the burner is mounted by means of a special device comprising a small gear motor, eccentric discs and spring means, these elements causing the burner to oscillate around its own axis about 20, as indicated by arrow a in Figures 2 and 3, in a vertical plane relative to the longitudinal axis of the workpiece. This oscillatory movement is preferably initiated by igniting the burner and is initiated by the intervention of said gear motor.
It is possible to employ a burner of another type in which a slit extends over the inner periphery of the burner, this slit having a width of about 0.2 to 0.3 mm. In connection with such a burner there is no need for oscillation.
In Figures 6 and 7 there is shown a burner specially adapted for welding tubes having thick walls. The burner 24 has a rather thick ring 25 with the gas orifices 26 arranged in a circle and in such a way that the flames will be directed as indicated by the arrows 27, ie. radiating towards and heating the end surfaces of the workpieces 1 and 2. Likewise this gas burner is provided with an inlet for water at 17, an inlet 15 for gas as well as with an exhaust 19 for the water. In gas butt welding with the burner according to figures 6 and 7, it is possible to work in the same way as with the burner according to figures 4 and 5.
On heating, the burner is arranged in its position so that the flames are directed concentrically with respect to the axis line of the tube when use is made of the burner shown in figures 4 and 5. The distance b from the points of the core flames at the outer surface of the tube would in this case also be 6 to 8 mm. The flames are directed towards the free space between the work pieces 1 and 2, or, if the tubes are brought into abutting contact with each other, towards the joint. When working with tubes having thick walls, the flames are arranged in three parallel rows (see fig. 3).
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The heating is preferably carried out with slightly reducing flames until a fusion has been created on the surfaces to be welded. The temperature of the material will then be between 11500C and 1170C. When using cooling collars, these will also serve to eliminate the risk of the outer surfaces melting before the inner surfaces of the section of heat. tube. The cooling collars arranged on the outer surface of the tubes and at a certain distance from the welded joint compensate for the temperature differences between the outer and inner surface of the walls of the tube at the weld level so that the fusion will take place simultaneously on the entire welding surfaces of the two work pieces.
They also prevent uneven heat transfer from the welded joint, and therefore produce a good heat balance on both sides of the welded joint.
As an example it can be mentioned that by using centrifugal molded tubes having an internal diameter of 200 mm and a wall thickness of about 7 mm, the distance between the cooling collars and the weld joint has was tested between 85 mm and thus a uniform fusion is obtained over the entire welding surface.
In the burners shown in Figures 45 and 6.7 the same distance could be employed between the end of the work pieces and the cooling collars.
As an example of suitable gas mixtures, the most effective one comprising oxygen and acetylene may be mentioned, these components, in order to obtain a slightly reducing flame, would be mixed in the following amounts; oxygen between 52 and 58% and acetylene between 48 and 42% preferably 52 to 54% oxygen and 48 to 46% acetylene.
The gas mixture could also include oxygen and gasoline, which is obtained as a by-product for example in the production of shale oil and exists as propane and butane. The chemical formula of propane is C3H8 and butane C4H10 and the effective heating value of propane is 22350 kcal / m3 and butane is 29150 kcal / m. The mixture of propane and butane has approximately 15% less heating effect in a mixture with oxygen, but instead forms more effective protection in an area around the weld area than the acetylene mixture. and oxygen, due to its higher reducing effect and therefore prevents the molten metal from being oxidized by oxygen in the air.
A plurality of tests with different gas mixtures has shown that the welding rate is higher when using a gas mixture comprising acetylene and oxygen than with other gas mixtures, but the welding qualities will be better using a gas mixture comprising oxygen and gasoline. Preferably, the gas mixture comprises 60% oxygen and 40% gasoline.
When welding larger tubes, the welding time can then be extended due to a greater thickness of the walls, there is a greater risk of oxidation than with tubes of smaller dimensions which are to be welded. In welding operations of this kind the surfaces to be welded will be treated with a suitable fluxing agent (melting agent), for example sodium borax, Na2B407, this fluxing material preventing to some extent the oxide coating build-up. to such an extent that it could influence the welding results. It has been specified that the flux material cannot be mixed with additives, since these are not used in any case during gas butt welding of cast iron according to the present invention.
It is possible to restrict oxidation and the formation of hard and brittle welding joints, for example in this way. As mentioned above there will be some reaction between silicon and iron oxide in the melt when this is formed and this results in a considerable decrease.
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of the silicon content in the melt, which will decrease graphite separation, and the welded joint will then be harder than the base material surrounding it. As the gas flames could be set to an excess of oxygen over acetylene, carbon will not be added this way to the cast iron, whereas on the contrary, if there is an excess of If acetylene is in the flames, the carbon would help reduce the oxide and prevent too much loss of silicon.
It is therefore advisable to treat the solder joint in the last phase of the heating operation and before as well as during the formation of the melt with graphite dust having a particle size up to 0.3 mm or with any gas rich in carbon, preferably acetylene. In the case last described, the heating could therefore be carried out with a slightly reducing flame until the last phase of the heating period, after which the flames are quickly set to fouling.
A device for the treatment of graphite could be arranged in the oscillating burner and be provided with special nozzles through which graphite powder is blown for a few seconds by means of an inert gas under pressure. The welded joints obtained in this way have been shown to have low oxide contents and also to be softer, which is of importance for the subsequent work, than the welded joints obtained without the addition of carbon.
As soon as the surfaces of the parts to be joined are in fusion, the stop movement takes place, which could take place automatically by means of relays and a stopper mechanism in a manner known per se. In the ridging operation, the carriage 8 (see fig. 1) is moved with one of the opening pieces and the closing pressure is carried out over a length of 3-5 mm, preferably 3.5-4.5. mm after the welding surfaces have been brought into contact with each other. In the case of tubes with thin walls the stop length will be between 2 and 4 mm; preferably between 2.5 and 3.5 mm after the surfaces have been brought into contact with each other by the movement of the carriage.
Tubes with thin walls always carry a great risk of overlapping and therefore the stop operation will be particularly careful. On hilling, the molten metal formed during heating is pressed out of the welded joint, this molten metal containing slag, oxides and other impurities. The joint itself, as explained above, is obtained in the semi-solid phase of the welded joint.
Since the ridging is carried out quickly and with an exactly determined length and since the solidity in the semi-solid phase is a minimum, no appreciable specific stop pressure can occur. The length of the stop movement discussed above was fixed by means of a plurality of tests and was found to be within the limit of the stop pressure allowed for cast iron as such. as set out above, these irons having the temperature limits mentioned above. As soon as the machine carriage has started to move, the burner is turned off and the oscillating movement is stopped, or in the embodiments in figures 4, 5 and 6, 7 the burner is removed from the space between work pieces 1 and 2.
In the welding zone the temperature quickly dropped to about 500 ° C, preferably within two minutes, with the result that in addition to greater productivity, a fine oristalinic, ferritic-graphitic structure is obtained, so that the Joint strength will be the same as in the material surrounding it. The cooling is carried out by means of refrigeration collars which are cooled with water passing through them or with refrigeration air. When the temperature has dropped to 500 ° C, the workpiece is removed from the machine and allowed to cool to room temperature.
The entire operation from clamping the workpieces in the machine to placing the welded pipe on a conveyor can be accomplished for different pipe sizes in the following time periods:
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EMI10.1
<tb> Tube <SEP> Internal diameter <SEP> <SEP> Wall thickness <SEP> <SEP> <SEP> Period <SEP> of
<tb> Processing
<tb>
<tb> N <SEP> mm. <SEP> mm <SEP> min.
<tb>
<tb>
<tb>
1 <SEP> 250 <SEP> 12 <SEP> approximately <SEP> 8
<tb> 2 <SEP> 350 <SEP> 13 <SEP> "<SEP> 10
<tb> 3 <SEP> 400 <SEP> 14.5 <SEP> "<SEP> 12
<tb> 4 <SEP> 450 <SEP> 15 <SEP> "<SEP> 13
<tb>
Tests have shown that welded joints are compact when exposed to an internal water pressure of about 30 kg / cm2
In tests, the strength of the welded joints was found to be 98% of the strength of the base material without any special heat treatment. Metallographic tests showed that the welded joint had no burite coatings and that the structure was ferritic-graphitic in correspondence with the material located in its vicinity, when it was used as a base material for cast iron. malleable centrifugal cast.
It is known that many Continental and British smelts contain significant amounts of phosphorus, often between 8 and 1.2%. This is due to the fact that the ores used contain large amounts of phosphorus and phosphorus is added to the melt, especially during centrifugal tube casting, in order to obtain a lower viscosity by turning the cooled molds. 'water.
Gas butt welding tests have shown that under certain circumstances it is possible to obtain watertight welded joints, i.e. if the welding operation is carried out in accordance with the present invention and when any of the burners shown in Figures 2-7 are used.
Such as gas butt welding of materials having a eutectic or nearly eutectic composition, i.e. having a saturated factor Sc in the rate of 99 and 1.1, being arranged to solidify with the major part as an oementitic structure, the welding joints will be annealed for normalization in order to remove hardness in the joint and in its neighboring material, c .to.d. material treated or influenced by heat.
For gas butt welding of centrifuged or other molded tubes containing phosphorus in amounts between 8 and 1.2% and further having a saturated factor Sc between 98 and 1.1 and containing a total amount of carbon and phosphorus up to 4.7% it is advisable to proceed as follows.
With eutectic cast iron alloys or roughly the change from melting phase to that of solid is sudden and if there is a high amount of phosphorus in the material, for example exceeding 1%, the molten metal will have low viscosity and will be willing to flow directly out of the welded joint. With such amounts of phosphorus, the material will suitably be somewhat richer in sulfur, however not more than 12%, since the sulfur makes the molten material more viscous.
Heating of cast iron having such a composition is preferably carried out in two stages so that the ends of the tubes are preheated to about 700 C to 900 C by means of the burner shown in Figures 4, 5 or 6, 7, respectively. , and they are then heated by means of an annular burner, either of the kind shown in Figures 2 and 3, until the welding surfaces have reached the welding temperature. Again in this method, it is advisable to protect the surface against oxidation by treating it, for example, with a liquid fluxing agent, either any known on the market under the name of "Gussolit", or a similar agent.
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By employing the burner shown in figures 6 and 7, the stop movement will be initiated as long as molten drops form on the surfaces to be welded and for this reason the burner 24 is removed at this time and the part The workpiece is moved to the workpiece 2 at a rate such that ridging can be done in a short period of time in which the molten state of the surfaces to be joined is maintained after the burner has been removed. This period is very short because the eutectic or nearly eutectic cast iron solidifies very quickly. For this reason, burner removal and ridging should be performed approximately within two seconds, and therefore these movements in the gas butt welder should be synchronized and achieved automatically.
The ridging will obviously be carried out with such exactitude over a determined stop length, that when the surfaces to be welded have been brought into contact with each other, the work pieces have not moved more than 2 mm towards each other. 'other. However, the stop pressure may not exceed 0.5 kg per mm2 of welding area, otherwise the short length of the stop movement could pose risks to cause deformations in the solid material. The specific stop pressure may in no case exceed the solidity of the material at the temperature in question, i.e. at 1150 C - 1000 C.
The strength of cast iron at elevated temperatures, especially in view of stopping forces, depends on the chemical analysis of the material, and especially the saturated factor Sc and the total amount of carbon and phosphorus are characteristic indications of strength. The specific stop force, expressed in kg per mm2 of welding area, can therefore be expressed as a function of the saturated factor and the total amount of carbon and phosphorus after correction for the depth of heating up to 1000 C and the length of the ridging over this depth and it can be expressed by the following formula:
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where Psp = the specific stop pressure in kg per mm- of welding area Sc = the saturated factor according to Tobias and Brinkman C = the percent carbon content P = the percent phosphorus content Si = the content of percent silicon Mn = the percent manganese content L1 = the depth of heating in the end of the tube with t ¯ 1000 C and L2 = the length of the stop movement.
As the ridging length cannot extend in parts of objects having a temperature below 1000 C, the constant K can never be less than 1 but it is commonly 1.2 and 1.5.
In this case the welding surfaces will be dusted with graphite powder precisely before the material reaches its melting temperature.
This burner shown in Figures 6 and 7 could also be used to weld sub-eutectic cast iron when the wall thickness of the tube does not exceed 6mm. However, with sub-eutectic tube material, it is advisable to use the gas mixture explained above and comprising oxygen and acetylene.
For the establishment of pipelines over long distances conveying oil, which hitherto consisted only of steel tubes, it is now possible by gas butt welding according to the present invention, to use centrifugal cast iron tubes, especially spherolitic tubes, molded by centrifugation or winding. It has been found that long distance oil pipelines are prone to rusting and therefore it would be of great benefit to use tubes made of oil.
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cast iron.
The welding work in the field could be carried out by means of gas butt welding machines which correspond in principle to the machine shown in figure 1 but the mechanism of the stop movement can be controlled with air. under pressure or in any other manner known per se, instead of the illustrated electric motor, in the event that the electric force cannot be obtained.
The burners shown in Figures 6 and 7 could be used as a burner when it comes to welding the tubes of oil pipelines and one could preferably use a gas mixture formed of oxygen and gasoline.
In this case the welded joints are to be normalized by annealing after the welding operation and this annealing operation could be carried out by means of the burner shown in figures 2 and 3, but it must be observed that during the whole heating. fage up to a temperature of about 920 C and for about 5 minutes at this temperature the burner will oscillate for about 15 - 20 in a plane perpendicular to the longitudinal axis of the tube. The burner will be moved parallel to the longitudinal axis of the tube approximately 200 mm above the joint. In accordance with the outside temperature, the solder joint, after finishing the normalization annealing, can be covered with a layer of asbestos until the joint slowly takes the temperature of its neighboring material.
The welding capacity of cast irons having a chemical composition with the saturated factor Sc between .7 and 1.1, this factor Sc being calculated according to the formula of Tobias and Brinkman, according to which
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the phosphorus content in this cast iron being simultaneously between 0 and 1.2% is schematically illustrated in figure 8, in which the relation between the tractive strength 62 in the welded joint and the tractive strength 62 in the material of base has been expressed as a function of the saturated factor Sc. In this diagram we can read that if
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Sc = 1.1, then UI / Û2 = 60%
EMI12.3
<tb> Sc <SEP> = <SEP> 1 <SEP> "<SEP> 61/62 <SEP> 72%
<tb>
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se = .9 (l / û 2 = z se = .8 fi 1 / <f2 = 95% Sc = 07 "il <Íl / 62 = ''00%.
In figure 9 it is shown by a diagram the ratio 61/62 as a function of the total amount of carbon and phosphorus (C + P) in this tube material
In this diagram we can read that when
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C + P = 301% alor \ Íl / <J 2 = 99%
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<tb> C + P <SEP> = 3.3% <SEP> "<SEP> 61/62 <SEP> = 98%
<tb>
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c + P = 3.5% "<Íl / <i 2 :: 96% C + P = 3.7% tt CÍ l / q 2 = 92% 0 + P = 3.9%" <Í l / <f 2 = 88%.
As evident from the diagrams the welding capacity decreases considerably with increasing Sc value of Sc ¯1 and if the total amount of C + P increases to 4.0%
Measurements taken, e.g. variations in discharge or stop pressure, speed of stop movement, length of movement
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The stop gap and the mutual variations of these factors as well as the variations in the heating method have, to some extent, favorably influenced the welding results shown in the diagrams of Figures 8 and 9.
Thus, the series of cast iron which is difficult to weld, especially with regard to pressure welding, starts at Sc = 1 and C + P 4.0% and continues with worse results if the value of Sc and C + P are further increased.
In order to further extend the scope of the method according to the present invention for welding cast iron, systematic tests have been made using graft materials for the examination of the possibility of obtaining satisfactory welding results also in this series of cast iron difficult to weld.
It has then been found that in accordance with the invention the introduction of certain alloying elements into the welded joint during butt welding, for example of molded tubes, either centrifuged, extruded or sand molded. , one could obtain results of surprisingly good quality, when one made use of one of the following possibilities:
a) By treating the welding surfaces which are to be heated to more than 800 C with a pasty flux material containing, among other things, the alloying elements mentioned above in powder form. b) By introducing, as said above, a ring between the surfaces to be welded, this ring comprising a cast iron or special alloy steel and having the same external and internal diameters as the adjacent tubes, this ring being pressed to abut against the weld surfaces of the tubes with a minor stop pressure of about 5 - 10 pounds per square inch of weld area before starting heating.
The arrangement of the ring between the surfaces to be welded is shown in figure 11. According to alternative "a" above, the pasty fondant material, for example that known on the market as "Paste-Gussolit", or a product similar, up to 6 to 7% by weight of this melting material is mixed with powdered nickel, powdered copper and molybdenum in the ratio of 10: 10: 1.
The pasty melt material will also contain fine powdery graphite, for example about 2% by weight of the melt material. According to alternative "b", the cast iron or steel ring will preferably have the following composition: C = .1 - 2.5% possibly between .1 and 1.7%, but better still between 1. 7 and 2.5%.
Si = 2.5 - 3.5%, preferably between 2. 8 and 3.2% Mn = .3 - 5% preferably between 35 and .45% P = 1.5 - 2.5%, preferably between 1.7 and 2.0% S = as low as possible, preferably not exceeding .07% Ni = 6.0 - 12.0%, preferably between 8.0 - 10.0% Cu = 8.0 - 10.0% if the carbon content is between 1.7 and 2.5% or Cu = 10.0 - 13.0% if the carbon content is between 1, and 1.7% Mo = .5 - 1.5% preferably between 7 and 1.2%.
The remaining Fe.
Systematic tests with phosphorus contents greater than 5% and above have given the most surprising finding that for extremely high phosphorus contents, at 1.5 - 2.5% the welding results could be considerably. increased without the use of grafting materials.
In Fig. 10 the relationship between the tractive fastness 1 of the gasket and the tractive fastness 672 of the base material as a function of the phosphorus content is shown by a diagram, by an unbroken line. He is my-
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Drawn by a dotted line a diagram for the ratio between 61 and 6-2 as a function of the phosphorus content in welded joints of cast iron with alloying elements in the joint.
It has also been found that, for high phosphorus contents as mentioned above, the total amount of carbon and silicon would be very low or as a maximum of the mean values, that is the carbon content between 3.0 and 3, 4% preferably 3.0 and 3.2% and the silicon content between 2.0 and 2.8%.
For gas butt welding of cast iron work pieces containing carbon at a rate between 3.0 and 3.4% and silicon between 2.0 and 2.8%, the phosphorus content being between 1.5 and 2, 5% there will be practically no need for grafting in the welded joint of alloy elements. In order to protect the welded joint against oxidation and loss of silicon, the welded joint can be treated on the surfaces with a pasty melting material containing up to 2% graphite.
By welding together cast iron parts containing the aforementioned high phosphorus contents, the stop pressure will be between 0.2 and 0.7 kg per mm2 of welding area and the length of the stop movement will be between 2 and 5 mm , in connection with tubes having thin walls between 2 and 3 mm.
It is also advisable in relation to these high phosphorus contents, to have the manganese and sulfur contents at higher values, i.e. Mn between 5 and 1% and S between .1 and. 18%
The theoretical explanation for the increased soldering capacity is probably to be found in the possibility of iron-Ó to absorb at high temperature greater amounts of phosphorus in solution, less phosphorus being thereby separated as eutecticom. phosphoric. (Eutectic phosphide).
Nickel, molybdenum and copper as alloying elements.
Nickel and molybdenum are well known as alloying elements for increasing the strength of cast iron, especially at elevated temperatures, and for causing the separation of graphite in the form of a powder rosette.
The locally heated cast iron material during welding receives by the diffusion of these alloying elements in the heated weld zone a structure of increased toughness and increased pressure resistance, but also better bonding. Nickel also has the possibility of dissolving the cementite formed on rapid cooling of the welded zone and in such a way that a softer welded joint is obtained having no internal stresses.
Copper can be dissolved in cast iron in amounts of 4 to 5%. The excess amount of added copper, ie undissolved copper, is separated upon solidification from the cast iron in the form of drops (copper melts at 1083 C). These copper particles, having the crystallization of graphite always in the form of drops, act as graft material for the subsequent separation of graphite, i.e. they extract a fine eutectic graphite structure, but simultaneously lower the eutectic solidification point. For this reason, the addition of copper in an amount somewhat exceeding 5% in the grafting material is of extreme importance, especially when welding eutectic or super-eutectic tube material having cast iron.
The heating operation.
The heating of the welding area can preferably be carried out by means of a burner known per se and illustrated in Figures 11 and 12. This annular burner has two halves 31, 32 assembled by means of hinges 33. Each half ring 31 or 32, respectively, is provided with inlets 34, 35 with exhausts 36,37 for cooling water and inlets 38,
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39 for gas. When the ring halves 31, 32 are closed, they will enclose the work pieces 41, 42 to be welded together with the exception of an upper opening 40.
The gas introduced into the burner leaves it through orifices which are arranged or provided with nozzles so that all the flames with the exception of the three flames near the opening 40, are directed radially towards the ends of the parts. cylindrical structure (fig. 12). The diameter of the gas outlets is preferably taken between 0.7 and 0.85 mm in correspondence with the tubes to be welded.
As evident from Fig. 11, in the embodiment shown, three rows of flames are provided. The central row of flame is directed towards the ring 43 between the ends of the tubes, while the other rows of flame heat the ends of the tube as well as the ring. The arrangement is, moreover, such that the ring will be melted first. The thickness, or height, of the ring 43 is preferably half the thickness of the tube wall 47. In order to protect the heated metal from oxidation, it is possible as indicated by the mixed lines in the figure 11, to enclose the area to be welded and its surroundings in a casing 44 or the like provided with an inlet 45 through which any inert gas is introduced, either hydrogen or any other gas acting in the same way way, for example rare gas or methane, etc.
For centering the workpiece in the burner, the latter is provided at its lower part, ie at the hinge 33, with a tubular sleeve 46 having a thread.
The distance 18 between the gas outlets in each row and the mutual distance between the three rows is about 10 mm. but other distances can also be taken depending on the heat concentration, when use is made or not of a graft ring 43, as well as with regard to the wall thickness of the tubes employed. The arrangement of the flames with respect to the welded joint with the ring, as well as the distance 48 between the tips of the flame core and the outer surface of the tubes are shown in figure 11. This distance 48 will be taken preferably between 10 and 30 mm. because it has been found that with such distances it is possible to obtain a better distribution of heat in the welded joint.
If the distance 48 between the surface of the tube decreases by 10 mm, the burner will be imparted to an oscillating movement in a plane perpendicular to the longitudinal direction of the tube at an angle of 15 -20.
When welding according to alternative "a" the welding area is heated until it melts, ie to approx. 1150 C.
When welding according to alternative "b" using a graft ring, the ring will reach the melting temperature before the surfaces to be joined, due to the concentration on the axial line. As soon as the ring 43 has reached the melting temperature, the ridging takes place.
As gas, a mixture of oxygen and acetylene can be used with a normal welding flame. In order to obtain good protection against oxidation, it is advisable to use a weakly reducing flame.
It is also advisable to use a mixture of oxygen and gasoline containing about 60% oxygen and about 40% gasoline, but other gas mixtures can also be used.
Welding tests carried out have shown that acceptable results can be obtained without the use of a protective gas. For gas stop welding of molded tubes having flanges and sleeves, the burners shall be made of two symmetrical halves in order to make it possible for the burner to be removed from the workpieces as well as to be able to be placed back in place. - tour of this room.
The gas butt welder has to perform two main operations: heat and butt. A hand-operated machine could therefore
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be rather simple in its construction if the burner can be centered in relation to the tube parts clamped between the clamping claws. A movable support is arranged for the stop operation, this support being moved hydraulically, pneumatically or mechanically. As the stop pressure during gas butt welding has relatively low values, i.e. between 0.5 and about 1.5 kg per mm2 of area to be welded, and as the stop length can only be between 2 mm and maximum 6 to 7 mm, this part of the machine could also be of an inexpensive embodiment.
The machine could also be provided with an instrument (not shown) for recording the temperature, being of an optical type known per se, and with an apparatus for measuring the stop pressure.
The stop operation.
The stop operation can in a known manner be carried out by means of a mechanical, pneumatic or hydraulic device. The eutectic or super-eutectic cast iron stop operation must be carried out with considerable speed but over a limited length. The stop pressure during pipe ridging will be between 0. 2 and 0.7 kg per mm2 of welding area and the length of the stop movement between 2 and 5 mm.
The stop pressure when ridging pipes with a graft ring between the joint surfaces will be between 0.5 and 1.5 kg / mm2 of welding area and the length of the stop movement will be between 4 and 7 mm. The burner is extinguished simultaneously with the stop operation. The alloying elements are distributed to both tube ends by diffusion and increase the strength properties of the welded joint.
The welded tube is left in the machine after the end of the operation for 30 to 60 seconds so as to quickly lower the temperature in the welded joint to about 500 ° C and then the tube is removed from the machine.
If desired, a subsequent annealing can be carried out in the machine with the same burner for a period of about 5 minutes at a temperature.
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cross out. iie 90090-, â'j9p% ',, bbrftleur then oscillating on 20 in a plane perpendicular to the longitudinal axis of the tubes and simultaneously moving in the longitudinal direction of the tube at a distance of about 100 mm by above the welded joint.
The method according to the present invention for gas butt welding of cast iron has advantages, since it requires simpler machinery in terms of equipment and not considerable costs for welding, especially in connection with large dimensions of the welding. cast iron tubes, but also in relation to that the welding operation can be carried out with specially constructed machines in places where no electric force can be reached and therefore the method described must be regarded as technically superior to the methods previously described for the manufacture of centrifugal cast iron tubes having double flanges or double sleeves.
Claims.
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