M.Sc. Klodian Gumeni - Fakulteti Inxhinierise Mekanike

Tërheqja e copave dhe sforcimet e brëndshme në procesin e saldimit 

REPUBLIKA E SHQIPERISE 

UNIVERSITETI POLITEKNIK I TIRANËS 

FAKULTETI I INXHINJERISE MEKANIKE 

Departamenti i Prodhimit dhe Menaxhimit 

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

saldimit” 

DISERTACION 

Për gradën: Doktor 

DISERTANT: 

Msc. Ing. Klodian GUMENI 

UDHËHEQËS: 

Akademik. Jorgaq KAÇANI 

Mbrohet me dt. 28.12.2012 para Jurisë: 

1. Prof.Dr.Vladimir Nika Kryetar 

2. Prof.Dr.Vladimir Kasemi Anëtar (Oponent) 

3. Dr.Odhisea Koça Anëtar (Oponent) 

4. Dr.Jordan Misja Anëtar 

5. Dr.Fatos Miraçi Anëtar 

Tiranë, 2012 

Msc.Ing.Klodian Gumeni 1


PËRMBAJTJA E LËNDËS 

FAQE 

Përmbledhje…………………………………………………… 5 

KAPITULLI I 

1. FENOMENET TERMIKE NE SALDIM 

1.1 Termofizika dhe termodinamika e metaleve ……………………………… 6 

1.1.1 Llojet e transmetimit të nxehtësise………………………………………………. 6 

1.1.2 Koeficientët e bymimit termik……………………………………………………. 7 

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

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

1.2.1 Konsiderata të përgjithshme ………………………………………………………… 8 

1.2.2 Solidi termik …………………………………………………………………………. 10 

1.2.3 Ciklet termike ……………………………………………………………………….. 12 

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

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

1.4.1 Të pergjithshme ……………………………………………………………………… 21 

1.4.2 Matja e cikleve termikë ……………………………………………………………… 22 

KAPITULLI II 

2. ORIGJINA E TËRHEQJES SË COPAVE NË SALDIM 

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

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

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

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

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

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

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

KAPITULLI III 

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

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

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

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



3.4 Studimi i sforcimeve të brendshme në drejtim të trashësisë me FEM………….. 45 

3.4.1 Përshkrimi i modelit me elementë të fundëm ………………………………… 45 

3.4.2 Aplikimi i modelit .......................................................................................... 45 

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

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

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

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

KAPITULLI IV 

4. PASOJAT E TËRHEQJES DHE SFORCIMEVE TË BRËNDSHME 

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

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

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

4.2 Identifikimi i difekteve në strukturat metalike për shkak të sforcimeve të mbetura në procesin e 

saldimit dhe riparimi i tyre 

4.2.1 Të përgjithshme ........................................................................................................ 57 

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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



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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

KAPITULLI V 

5. METODAT E MATJES SË SFORCIMEVE TË BRËNDSHME 

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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



Përmbledhje 

Saldimi po zë një peshë gjithmonë e më të madhe në industrinë mekanike mbarëbotërore dhe 

gjithashtu edhe në vendin tonë në mënyrë të veçantë në prodhimin e konstruksioneve metalike dhe në 

industrinë energjetike. 

Efeketet jometalurgjike (deformime dhe sforcime) të prodhuara nga kryerja e saldimit, janë analizuar 

dhe karakterizuar gjithmonë si duke u bazuar në provat eksperimentale ashtu edhe me ndihmën e 

modeleve matematike. 

Aktualisht është e rëndësishme të njohim dukuritë që shpjegojnë prejardhjen e tyre, të cilat më pas na 

lejojnë të ndjekim më mirë procesin e saldimit. 

Në këtë studim është kërkuar që të jepet një analizë e qartë e faktorëve kryesorë të përfshirë në 

procesin e saldimit, të cilët ndikojnë në lindjen e sforcimeve të brëndshme si edhe të jepen 

rekomandime për zgjidhjet e mundshme më optimale të kryerjes së procesit të saldimit. 

Gjithashtu këtu do të trajtohet analiza termike e proceseve të saldimit, prejardhja e deformimeve të 

saldimit, ndarja e deformimeve në kategori dhe studimin e tyre në veçanti, prejardhja e sforcimeve të 

mbetura në saldim, ndarja e sforcimeve në kategori dhe studimin e tyre në veçanti. 

Do të studiohen rastet e ngarkimit të nyjeve të salduara me forca të jashtme në praninë e sforcimeve 

të brëndshme si edhe raste të rrezikshmerisë së shërbimit të nyjeve të salduara në praninë e 

sforcimeve të brëndshme. 

Do të rekomandohen masa dhe mjete që përdoren kundër efektit të tërheqjes dhe sforcimeve të 

brëndshme. Këto masa do ti klasifikojmë në tre grupe: para kryerjes së saldimit, gjatë kryerjes së 

saldimit dhe pas kryerjes së saldimit. 

Do të jepet një përshkrim teorik i metodave të matjes së temperaturës duke u fokusuar ne matjen me 

termoçifte, e cila është përdorur në këtë studim, gjithashtu do të përshkruhen metodat që përdoren për 

matjen e sforcimeve të brëndshme, duke u fokusuar ne metodat e matjes me ekstensometër për 

shpërbërje dhe me hapje vrimash, të përdorura në këtë studim. 

Në funksion të matricës teorike të ndërtuar në të cilin jepet varësia e gjendjes së deformuar dhe të 

sforcuar pas saldimit nga: metodat e saldimit, parametrat e saldimit, gjeometria e copave që do të 

saldohen dhe trashësia e tyre, mënyra e përgatitjes buzëve për saldim, lidhjet e jashtme, temperatura e 

parangrohjes etj, janë kryer edhe eksperimente të shumta për verifikimin e këtyre të dhënave. 

Duke qenë se gjendja e deformuar dhe e sforcuar e instaluar në nyje pas saldimit është funksion i 

shumë variablave, atëhere është vendosur që nyja e salduar e përdorur për eksperimente të jetë ajo 

kokë më kokë, pasi ka gjeometri më të thjeshtë dhe aksesibilitet më të mirë përsa i përket montimit të 

instrumentave matës. Metoda e saldimit e përdorur ka qenë kryesisht ajo me elektrodë të veshur, por 

gjthashtu në ndonjë rast eksperimente janë bërë edhe me metoda të tjera siç janë: me flakë 

oksiacetileni, TIG dhe me hark të zhytur.Materiali i përdorur për eksperimente ka qenë kryesisht çelik 

për konstruksione S275JR, por në ndonjë rast edhe çeliqe të lidhura. Në përgjithsi edhe përfundimet e 

nxjerra vlejnë për çeliqet me pak karbon, por që mund të shtrihen me një përafrim të kënaqshëm edhe 

për çeliqet pak të lidhur. 



Kryesisht eksperimentet janë fokusuar në mbledhjen e të dhënave për varësinë e tërheqjes dhe 

sforcimeve të brëndshme nga: 

 

 

 

 

 

Lloji i saldimit 

Trashësia e copave dhe gjeometria e tyre 

Madhësia e seksionit të tegelit të saldimit 

Ndikimi i lidhjeve të jashtme gjatë saldimit 

Mënyra e përgatitjes së buzëve për saldim. 

Gjithashtu është ndërtuar një model i thjeshtë me FEM me programin Comsol Finit Element, për të 

gjetur variacionin e sforcimeve të brëndshme sipas trashesisë së nyjes, pas saldimit por edhe në faza të 

ndërmjetme të tij. Ai përfaqson nyjen e bashkimit ndërmjet pjesës cilindrike e sferike të një 

rezervuari. Rezultatet e marra janë krahasuar me të dhënat eksperimentale.Kemi gjetur që ka një 

përputhje të mirë ndërmjet modelit të ndërtuar dhe të dhënave eksperimentale. 



KAPITULLI I 

1. FENOMENET TERMIKE NE SALDIM 

1.1 Termofizika dhe termodinamika e metaleve 

Me qëllim që të mund të studiojmë në mënyrë efiçente dhe të shpejtë fenomenet termike në saldim do 

të japim këtu më poshtë në mënyrë të përmbledhur disa nocione të termodinamikës dhe termofizikës 

së metalit. 

Llojet e transmetimit të nxehtësisë 

Dihet që nxehtësia mund të transmetohet nga një zonë në një zonë tjetër të të njëjtit trup ose nga një 

trup në një tjetër në tre menyra: me përcjellshmëri termike, konveksion dhe me rrezatim. 

Përcjellshmëria është përhapja e nxehtësisë nga një zonë në një tjetër e të njëjtit trup ose ndërmjet 

trupave në kontakt, nëpërmjet lëvizjeve të brendshme të atomeve e molekulave, pa lëvizje të dukshme 

të materies. 

Sipas hipotezës së Fourier, sasia elementare e nxehtësisë “dq”që kalon pingul në siperfaqen 

izotermike elementare “dS” , në kohën elementare “dt”, nëse gradienti i temperaturës në drejtim të 

fluksit termik është dθ/dn ( n= koordinata në hapsirën pingul me dS), në vlerë absolute jepet: 

dq K * dS * d 

/ dn * dt 

ku K është përcjellshmëria termike e lëndës në të cilën po transmetohet nxehtësia. Ajo matet në 

J/m˚C s, edhe pse varion pak me temperaturën ( në përgjithsi për metalet zvogëlohet, përveç se për 

aluminin), pranohet për çdo lëndë me përafërsi të mjaftueshme si konstante, duke marrë vlerën 

mesatare. 

Konveksioni është një përhapje e nxehtësisë nga një zonë e një fluidi në tjetrën me transportim 

materie, dmth për efekt të lëvizjeve relative të zonave të ndryshme. Këto lëvizje mund të vijnë për 

tendencë natyrale drejt një gendje ekuilibri të zonave të fluidit me temperaturë të ndryshme e si pasojë 

edhe me densitet të ndryshëm, duke patur kështu konveksion të lirë, ose si pasojë e diferencës së 

presionit e provokuar artificialisht duke patur kështu konveksion të detyruar. 

Rrezatimi është një fenomen i emetimit të energjisë nën formën e rrezatimit elektromagnetik, në sasi 

që varet kryesisht nga lloji dhe temperatura e trupit që emeton. 

Çdo shkëmbim nxehtësie ndodh gjithmonë në mënyrë të tillë që tenton të ngrejë temperaturën e trupit 

më të ftohtë duke ulur temperaturën e trupit më të nxehtë, ose në të njëjtin trup, të zonës më të ftohtë 

për llogari të asaj më të nxehtë. Variacioni i temperaturës si pasojë e thithjes ose leshimit të nxehtësisë 

varet nga karakteristikat termike të materialit. 

Sasia e nxehtësisë e nevojshme për ngritjen me 1 ˚C të temperaturës së njësisë së masës (kg) të një 

lënde të caktuar quhet nxehtësi specifike e kësaj lënde. 

Prodhimi i masës së një trupi me nxehtësinë e tij specifike quhet kapacitet termik i trupit, e cila 

shpreh sasinë totale të nxehtësisë (në J) të thithur nga trupi për ngritjen e temperaturës me 1˚C. 



Në saldim përcjellshmëria dhe kapaciteti termik i copave që do të bashkohen janë dy karakteristika 

shumë të rëndësishme, prej të cilave për kushte ekzekutive të njëjta, zgjidhet burimi termik që do të 

përdoret dhe në disa raste të veçanta zgjidhet edhe procedura e saldimit. Gjithashtu kanë ndikim 

përcaktues në shpejtësinë e ftohjes e si pasojë në të gjitha fenomenet metalurgjike e mekanike që 

rrjedhin prej saj. 

1.1.2 Koeficientët e bymimit termik 

Rritja e temperaturës së trupit shoqërohet nga një rritje e përmasave të tij. Quhet koeficient i bymimit 

linear (ε) i një trupi të ngurtë ndryshimi që ka njësia e gjatësisë kur temperatura e tij rritet 1˚C dhe 

trupi është i lirë të bymehet. 

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

/ 2 / 3 

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

varësinë e mëposhtme: 

(11 0.008 

) *10 

6 

Në të kundërt për çdo zvogëlim temperature ka një tkurrje, koeficientët e dhënë më sipër janë të 

vlefshëm, vetëm se me shenjë tjetër. Kalimi nga gjendja e ngurtë në të lëngët ose e anasjellta 

shoqërohet nga një bymim ose respektivisht tkurrje. Quhet “tërheqje”variacioni linear në përqindje 

që një metal pëson gjatë kalimit nga gjendja e shkrirë deri në gjendjen në temperaturë të zakonshme. 

Kjo tërheqje është shuma e tkurrjeve të provokuara nga ndryshimi i gjendjes dhe ftohja. Në rastin e 

çelikut tërheqja është rreth 1.5%. 

1.1.3 Ndikimimi i temperaturës në karakteristikat mekanike të metaleve. 

Karakteristikat mekanike të metalit ndryshojnë në funksion të temperaturës, si në varësinë e shfaqjes 

së disa fazave të qëndrueshme në intervale të përcaktuara të temperaturës, si për efekt të ndryshimit 

të gjendjes energjetike, tregues i së cilës është temperatura. 

Le të marrim në konsideratë çelikun e butë me karbon në temperatura të larta. Sic e tregon edhe 

diagrama në fig 1.1, në të cilën jepen karakteristikat mekanike në funksion të temperaturës, kufiri i 

soliditetit në tërheqje dhe kufiri i rrjedhshmërisë rriten lehtësisht deri në temperaturën 200˚-250˚, për 

tu zvogëluar pastaj në mënyrë të shpejtë deri në temperaturën 600˚, përtej kësaj temperature këto 

parametra kanë vlera aq të vogla saqë çeliku ka rezistencë minimale karshi forcave të jashtme që 

tentojnë ta deformojnë [1],[2]. Deformimet plastike janë më të lehta sa më e lartë të jetë temperatura. 

Dimë gjithashtu se një mundësi tjetër për deformim plastik në të nxehtë është rrëshqitja viskoze, që 

verifikohet nëse aplikojmë një ngarkesë për një kohë të gjatë. 

Në rastin e saldimit ka rëndësi sidomos fenomeni i parë, sepse qëndrimi në temperaturë të lartë i 

materialit është në një kohë të shkurtër për manifestimin e rrëshqitjes, ndërsa zvogëlimi i kufirit të 



rrjedhshmërisë në vlera shumë të vogla për temperatura superiore nga 600˚ ka një rol të rëndësisë së 

veçantë në fenomenin e tërheqjes. 

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

lidhje me temperature 

1.2 Analiza dhe vlerësimi termik i procedurave të saldimit 

1.2.1 Konsiderata të përgjithshme 

Në saldim futja e nxehtësisë arrihet nëpërmjet një burimi termik në formë pike o gjithsesi shumë i 

koncentruar në krahasim me copat që do të saldohen dhe për këtë arsye rezulton një ngrohje 

jouniforme e cila është karakteristika termike kryesore e proçesit të saldimit. 

Nxehtësia që i jepet lokalisht copave ( psh me rrezatim dhe konveksion në rastin e procedurave me 

hark elektrik dhe me oksiacetilen, dhe me përcjellshmëri dhe konveksion në rastin e procedurës me 

elektroskorje) duhet të jetë e mjaftueshme për të ngritur temperaturën e një sasie të vogël të metalit 

bazë duke e shpënë deri në pikën e shkrirjes ( ose të farkëtimit në rastin e saldimit me presion), duke 

kompesuar humbjet e mëdha të nxehtësisë kryesisht me përcjellshmëri në drejtim të copave të ftohta 

të saldimit. 

Gjatë kohës së futjes së nxehtësisë, burimi i nxehtësisë mund të jetë fiks, si në rastin e saldimit me 

rezistencë ose të saldimit pikësor ose të levizë përgjatë nyjes si në rastin e saldimit me flakë 

oksiacetileni ose hark elektrik. 



Në rastin e parë shpërndarja termike varet vetëm nga gjendja paraekzistuese e lamierave, që mund 

edhe të mos jetë uniforme për shkak të aksioneve lokale termike të prodhuara rretheqark pikave të 

saldimit (psh nga saldime të mëparshme) ose edhe si pasojë e asimetrisë së kapacitetit termik të masës 

metalike. 

Në përgjithsi shpërndarja shumë pranë pikës së saldimit është simetrike dhe e prodhuar nga përhapja e 

nxehtësisë rreth vetë pikës dhe varet kryesisht nga parametrat e saldimit [3]. 

Në rastin e dytë, lëvizja e burimit të nxehtësisë shpie në stabilizimin e një regjimi termik që lëviz 

zakonisht bashkë me burimin duke provokuar kështu në çdo pikë një variacion të temperaturës në 

lidhje me kohën.Kjo e fundit pas stabilizimit të kushteve të regjimit përsëritet në mënyrë identike për 

pikat me distancë të njëjtë nga aksi i tegelit të saldimit, të paktën në afërsi të tegelit të saldimit, duke 

supozuar konstant seksionin tërthor të copës përgjatë nyjes së salduar [3]. 

Natyrisht variacionet e temperaturës që verifikohen në një pikë të caktuar të copës së salduar mund të 

variojnë në funksion të faktorëve të shumtë. 

Copat që do të saldohen marrin pjesë me karakteristikat e tyre fizike, siç janë; përcjellshmëria, 

nxehtësia specifike, temperatura dhe gjendja termike fillestare e tyre dhe e të gjithë elementëvë në 

kontakt metalik me zonën e saldimit. Kanë gjithashtu rëndësi edhe faktorët gjeometrikë të vetë 

copave, ndër të cilat kryesori është spesori (dhe në kufij të caktuar edhe përmasat e tjera) si edhe 

forma e nyjes e pozicioni i saj në hapsirë. 

Mënyra e saldimit merr pjesë në mënyrë mbizotëruese me karakteristikat e saj ekzekutive: lloji i 

procesit të saldimit, mënyra e ekzekutimit, volumi i banjos së shkrirë, regjimi i punës ( nxehtësia 

specifike e futur për njësi të gjatësisë së nyjes, shpejtësia, tensioni dhe rryma e harkut ose fuqia e 

flakës). 

Analiza termike e procedurave të ndryshme të saldimit rezulton kështu shumë komplekse, por është e 

domosdoshme të njohim kushtet termike në afërsi të nyjes së salduar me qëllim që të kontrollojmë 

fenomenet metalurgjike gjatë saldimit. 

Me interes të vecantë është përcaktimi i temperaturës më të lartë në zonën termikisht të ndryshuar, 

shpejtësinë e ftohjes në zonën e shkrirë dhe atë termikisht të ndryshuar si edhe shpejtesinë e 

ngurtësimit të materialit bazë. 

Një zgjidhje është e mundur vetëm duke marrë në konsideratë hipoteza thjeshtimi që rrjedhin nga 

vëzhgimet teoriko – eksperimetale dhe metodat teorike komplekse. 

Megjithse vështirësitë e matjes janë të mëdha dhe rastet janë tepër të ndryshme nga një realizim në një 

tjetër, kjo zgjidhje na lejon që të kemi tregues shume të dobishëm si për deformimin dhe sforcimet e 

brëndshme si pasojë e gradientëve termikë të shkaktuar nga procesi i saldimit ashtu edhe për 

ndryshimet metalurgjike si pasojë e shpejtësisë së ftohjes së zonave të sjella në temperaturë të lartë. 



1.2.2 Solidi termik 

Problemi i shpërndarjes së temperaturave gjatë saldimit është një rast i vecantë i problemit të 

transmetimit të nxehtësisë me përcjellshmëri, që pershkruhet nga ekuacioni diferencial i Fourier. 

Në rastin e saldimit me flakë oksiacetilene dhe me hark elektrik mund të pranojmë që burimi i 

nxehtësisë leviz në menyrë drejtvizore të njëtrajtshme përgjatë nyjes dhe si pasojë, kur arrihen kushtet 

e regjimit pak pas fillimit të saldimit, stabilizohet një shpërndarje e tillë e temperaturave e cila bën që 

izotermat të spostohen në mënyrë të ngurtë bashkë me burimin. Kjo do të thotë që për një observator 

i cili lëviz bashkë me burimin e nxehtësisë, shpërndarja e temperaturave duket konstante në lidhje me 

kohën. Në një moment të caktuar temperatura është maksimale tek burimi i nxehtësisë dhe vjen duke 

u zvogëluar sa më shumë i largohet atij. 

Mundet kështu të perfytyrojmë një “solid termik”i cili përfaqson shpërndarjen e temperaturës në 

hapsirën përreth pikës që korrespondon me burimin e nxehtësisë të konsideruar. Solidi termik 

perfaqsohet nga sipërfaqja e përftuar duke vendosur në pingulen e çdo pike të lamierës një segment 

proporcional me temperaturën e saj. Forma e këtij solidi termik varet nga kushtet e saldimit dhe nga 

karakteristikat fizike të materialit të cilat influencojnë në transmetimin e nxehtësisë së copes [4]. 

Ne fig 1.2 kemi dhënë një shembull të solidit termik dhe në fig 1.3a dhe 1.3b janë dhënë seksionet e 

këtij solidi sipas planeve vertikale (X,Z) dhe (Y,Z) të cilat përfaqsojnë shpërndarjen e temperaturës në 

drejtimet X dhe Y, duke na dhënë kështu gradientet termike që ka copa si pasojë e ngrohjes së 

lokalizuar nga burimi termik në O. 

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



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

Duke e prerë solidin termik me plane (X Y) paralele me sipërfaqen e lamierës , merren vijat 

izotermike të përfaqsuara nga elipse të zgjatur në drejtimin e ekzekutimit të saldimit . Ne fig 1.3c këto 

elipse janë treguar të projektuara në planin e lamierës. Aksi minor i secilit prej këtyre elipseve është 

më shumë i spostuar pas sa më e vogël të jetë temperatura që ai përfaqson. 

Ekstremet e këtyre akseve korrespondojnë me temperaturën maksimale që arrin çdo pikë e planit. 

Pikat më të largëta nga aksi i saldimit arrijnë një temperaturë maksimale me vlerë më të vogël dhe 

me vonesë më të madhe, sa më e madhe të jetë distanca e tyre nga aksi. 

Këto fenomene janë studiuar në mënyrë eksperimentale me lamiera të luçiduara paraprakisht. Në një 

regjim termik uniform të stabilizuar, formohen mbi sipërfaqe në korrespondencë me zonën e ngrohur 



në anët e tegelit të saldimit, rripa të ngjyrosur paralele me aksin, të cilat konfimojnë konstancën e 

regjimit në pikat të cilat kanë të njëjtën distancë nga aksi i tegelit. 

Nga sa më sipër solidi termik përfaqson imazhin e momentit të shpërndarjes së temperaturave përreth 

burimit të nxehtësisë, i cili përcakton si shkojnë gradientet e temperaturës të lidhura me të dhe siç do 

të shohim edhe lindjen e deformimeve dhe sforcimeve për pasojë të ngrohjes lokale. 

1.2.3 Ciklet termike 

Gjatë procesit të saldimit burimi termik lëviz përgjatë nyjes e bashkë me të edhe solidi termik, si 

pasojë për çdo pikë do të kemi një variacion të temperaturës në lidhje me kohën e cila jepet grafikisht 

me anë të kurbes të paraqitur në fig 1.4. Kjo kurbë është nxjerrë me anë të matjeve dhe regjistrimit te 

temepraturave në lidhje me kohën, në një nyje kokë më kokë me trashësi 14 mm e salduar me hark 

elektrik. Materiali çelik për konstruksione dhe distanca e matjes nga aksi i tegelit ishte 12 mm. 

Për çdo pikë stabilizohet kështu një cikël termik i cili karakterizohet nga fakti që temperatura 

maksimale e arritur është aq më e vogël sa më e madhe të jetë distanca e pikës nga trajektorja e 

burimit të nxehtësisë ( ose sa më larg të jetë pika nga tegeli i saldimit- fig 1.5). Këto kurba janë 

regjistruar në të njëjtat kushte si më sipër por me instrument matës (termoçifte) të vendosura në 

distanca të ndryshme nga aksi i tegelit të saldimit. 

Figura 1.4 Cikli termik i procesit të saldimit 



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

Prania e cikleve termike në saldim shpie në ndryshime metalurgjike pak a shumë të ndjeshme në 

varësi të përbërjes kimike të materialit bazë dhe në veçanti të shpejtësisë së ftohjes së materialit ( që 

varet nga pjerrësia e krahut të djathtë të kurbës), e cila përfaqson parametrin më tregues të vetë ciklit 

duke karakterizuar të ashtuquajturën “ashpërsi termike” të procesit të saldimit. 

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

- Karakteristikat e procesit të saldimit dhe mënyra e kryerjes, nga të cilat varet nxehtësia specifike që 

futet, dmth energjia e futur nga burimi termik për njësinë e gjatësisë së nyjes, e cila llogaritet ( duke 

konsideruar zero humbjet në transferimin e nxehtësisë) sipas formulës së mëposhtme: 

V * i 

Q [J/cm] 

v *60 

Në të cilën i është intensiteti i rrymës së saldimit në amper, V është tensioni në volt, v shpejtësia e 

avancimit në cm/min. 

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

- Parangrohja eventuale e copave që do të saldohen ( nga 50˚ deri në 300˚), e cila bëhet në disa raste 

tamam për të ulur shpejtësinë e ftohjes. 

Ashpërsia e ciklit termik zvogëlohet me rritjen e nxehtësisë specifike të futur dhe temperaturës së 

parangrohjes, ndërsa rritet me rritjen e trashësisë së copave [5]. 



Në fig 1.6 është sjellë një shembull ku krahasohen ciklet termike të saldimit me flakë oksiacetileni (a) 

dhe me hark elektrik (b). Kurbat e variacionit të temperaturës në funksion të kohës janë ndërtuar nga 

matjet e kryera në një nyje kokë më kokë prej materiali çelik për konstruksione me trashësi të fletëve 

14 mm.Vihet re se cikli termik i të parit është më i gjerë dhe ka shpejtësi të ngrohjes dhe ftohjes më të 

vogla. Kjo varet nga përqëndrimi më i vogël dhe gjerësia më e madhe e burimit të nxehtësisë. 

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

Në përgjithsi nxehtësia termike e futur rritet duke kaluar nga procesi i saldimit me elektrodë të veshur 

në atë me fill teli të vazhduar me mbrojtje gazi e akoma më tej në proceset me hark të zhytur ose 

elektroskorje. 

Është e mundur që të përshkruhen në mënyrë sasiore ciklet termike duke përdorur relacionet 

matematike të dhëna nga Rosenthal, të cilat marrin parasysh karakteristikat e materialit dhe 

nxehtësinë termike të futur. 

Llogaritja e cikleve termike me anë të këtyre relacioneve është shumë komplekse dhe koeficientët 

korrektive jo shumë të sigurtë. Për këtë arsye kur duam që të kemi të dhëna të sakta preferohet të 

merren për bazë të dhënat eksperimentale, ndërsa të dhëna më të perafërta mund të merren me metoda 

grafike. Ndër konkluzionet e nxjerra nga eksperimentet janë me rëndësi ato që i referohen krahasimit 

të shpejtësisë së ftohjes në nyje tipike saldimi. 



Në saldimin e nyjeve kokë më kokë të kryer me disa kalime, ku secili prej tyre kryhet në regjim 

perfekt identik përsa i takon temperaturës fillestare dhe nxehtësisë së futur për njësi gjatësie, 

shpejtësitë e ftohjes në kalimet e fundit janë më të mëdha se tek i pari. 

Kjo si pasojë e faktit që në kalimin e parë, në fundin e zmusos, metali mbushës depozitohet në një 

sipërfaqe të vogël nëpërmjet së cilës transmetohet nxehtësia në metalin bazë, ndërsa në kalimin e 

fundit banjo e metalit vendoset në kalimet e mëparshme dhe si pasojë nxehtësia transmetohet nga një 

siperfaqe më e madhe. 

Në nyjet T shpejtësia e ftohjes për kalimin e parë është më e lartë se në nyjet kokë më kokë, për të 

njëjtën nxehtësi të futur për njësi gjatësie. 

Në përgjithsi për çelikun mund të thuhet me një përafërsi të kënaqshme se shpejtësia e ftohjes për 

tipet e ndryshme të nyjeve është në funksion të nxehtësisë së dhënë nga banjo e shkrirjes në materialin 

perreth brenda një sfere me rreze rreth 75 mm, me qendër në pikën e saldimit të marrë në konsideratë, 

të pjestuar me vëllimin e materialit efektivisht brenda kësaj sfere. 

Kjo do të thotë me fjalë të tjera, që ndërhyn në mënyrë efiçente në marrjen e nxehtësisë kryesisht 

materiali që nuk është më larg se 75 mm nga burimi i nxehtësisë së saldimit. 

Me ndryshimin e llojit të çelikut, por duke qëndruar tek çeliqet jo të lidhur, nuk vërehen variacione të 

mëdha në shpejtësinë e ftohjes. 

Duke kaluar nga çeliqet me karbon në çeliqet shumë të lidhur dhe në metale të tjera, regjimi termik 

ndryshon dukshëm, për arsye të diferencave të mëdha të përcjellshmërisë termike dhe nxehtësisë 

specifike. Metalet me përcjellshmëri të ulët termike kanë shpejtësi ftohjeje më të vogla. 

1.3 Mënyrat e llogaritjes së shpejtësisë së ftohjes 

Duke parë rëndësinë e shpejtësisë së ftohjes në lidhje me mikrostrukturën përfundimtare në zonën e 

shkrirë dhe atë termikisht të ndryshuar si edhe duke marrë në konsideratë ndikimin e mikrostrukturës 

në karakteristikat perfundimtare të nyjes, për materiale të ndryshme me të cilët janë realizuar nyjet e 

saldimit, është e rëndësishme të tregojmë cilët janë instrumentat për vlerësimin e shpejtësisë së ftohjes 

nëpërmjet metodave llogaritëse. 

Në rastet e çeliqeve jo të lidhur dhe pak të lidhur, një parametër përfaqsues i shpejtësisë së ftohjes 

është t 8/5 , i përcaktuar si koha e nevojshme për të kaluar, në një pikë të caktuar, gjatë ftohjes, 

intervalin e temperaturave nga 800˚ ne 500˚ C. Kuptohet që ky parametër është i rëndësishëm për 

çeliqet për konstruksione të cilat pësojnë në këtë interval temperaturash modifikime mikrostrukturale 

të rëndësishme. 

Për të kuptuar relacionet matematike që shpien në vlerësimin e këtij parametri, duhet në radhë të parë 

të bëjmë një dallim ndërmjet nyjeve me përcjellshmëri të nxehtësisë dydimensionale ose 

tredimensionale. Mund të konsiderojmë tek të parat nyjet kokë më kokë me trashesi të vogël ose 

mesatare dhe në përgjithsi të gjitha gjeometritë e nyjeve në të cilat mund të identifikojme dy flukse të 

mundshme termike. Në rastin e dytë futen nyjet kokë më kokë me trashësi të madhe, nyjet T dhe X 

në të cilat është e mundur të gjejmë një fluks të tretë termik për transmetimin e nxehtësisë [6]. 



Në të kundërt nga sa duket nga një analizë sipërfaqsore, në rastin e fluksit termik tredimensional (le të 

mendojmë kalimet e fundit në një nyje kokë më kokë) trashësia nuk luan rol të rëndësishëm në 

shpejtësinë e ftohjes, në dallim me atë që ndodh në rastin e trashesisë së vogël ose mesatare, fenomen 

i cili përshkruhet plotësisht me ligjin Fourier: 

t 

8/ 5 

Q 1 1 

 

 

2 

500 T0 

800 T 

0 

 

 

 

Ku: 

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

- T 0 është temperature e parangrohjes 

Në rastin e çeliqeve jo të lidhur ose pak të lidhur, shprehja e mësipërme mund të shprehet nëpërmjet 

faktorëvë të formës F të dhenë në tabelën 1.3, të përdorur edhe në rastin e fluksit së nxehtësisë 

dypërmasor, për të cilin do të flasim më poshtë. 

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

Për nyjet me transmetim tredimensional të nxehtësisë kemi relacione të pavarura nga trashësia, siç 

jepet këtu më poshtë: 

t 

( 

 

 

1 1 

F 

 

 

8 / 5 

6700 5T0 

) * Q * 

 

* 

500 T0 

800 T 

0 

3 



Ndërsa në rastin e transmetimit dydimensional të fluksit termik, në të cilin rezulton e rëndësishme 

trashësia e nyjes, një model i mundshëm matematik për vlerësimin e t 8/5 është ky i mëposhtëmi: 

t 

λ 

ρ 

c 

d 

8 / 5 

2 

Q 

 

 

1 1 

* 

 

2 

2 

4cd 

500 

T 0 

800 T0 

 

2 

është përcjellshmëria termike e materialit 

është densiteti i materilait 

është nxehtësia specifike e materialit 

është thellësia e penetrimit të saldimit 

Duke konsideruar edhe në këtë rast çeliqet jo të lidhur dhe pak të lidhur, shprehja mund të shprehet 

edhe nëpërmjet faktorit të formës F 2 , të cilin mund ta marrim nga tabela e mësipërme. 

2 

2 

2 

Q 1 1 

8 / 5 

 

* 

2 

d 

 

500 T 

0 

800 T 

0 

t 

 

3 

4300 4.3T 

0 

*10 

* * 

F2 

 

 

Konsiderohet, me qëllim përdorimin e relacioneve të mësipërme, që nxehtësia specifike e futur duhet 

të korrigjohet me anë të një faktori ε që karakterizon efiçencën termike të nyjes dhe që ndryshon nga 

procesi në proces. 

- Për procesin me hark të zhytur ε = 1 

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

Nga ana tjetër, jo gjithmonë mund të rezultojë e qartë nëse nyja operon në regjim të transmetimit të 

nxehtësisë dy ose tredimensional. Një ndihmë për këtë mund të jepet nga diagrama e dhënë më 

poshtë, në të cilën trashësia e tranzicionit është dhënë në funksion të nxehtësisë specifike të futur. Në 

funksion të temperaturës së parangrohjes T 0 duke u futur në diagramë me të dhënat e procesit, mund 

të shohim nëse pika përfaqsuese bie në zonën 3 ( fluks tredimensional) ose në zonën 4 ( fluks 

dydimensional). 

 

 

 

 



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

1- Jepet spesori i nyjes ne [mm] 

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

Si alternativë e vlerësimeve numerike, në rastin psh të nyjeve me transmetim dydimensional të fluksit 

termik, është e mundur edhe përdorimi i metodave grafike. Në diagramat e mëposhtme është e 

mundur në funksion të spesorit të nyjes të gjejmë grafikisht t 8/5 (1) duke njohur nxehtësinë specifike të 

futur (2), e cila zakonisht jepet në kJ/mm, dhe temperaturën e parangrohjes. 



Figura 1.8 Diagrama për përcaktimin grafik të kohës së ftohjes t 8/5 (UNI EN 1011-2) 

Në përfundim të këtyre vëzhgimeve, në menyrë tërësisht cilësore, po japim disa konsiderata si 

ndikon paramentri t 8/5 në ecurinë e disa karakteristikave mekanike të nyjes, duke ditur ndikimin e tij 

në lidhje me mikrostrukturën [5],[6]. 

Konsiderata e parë do të jetë në lidhje me reziliencën e nyjes. Duke konsideruar t 8/5 si variabël të 

pavarur (2), ecuria e reziliencës (1) jepet në figurën 1.9, nëpërmjet provave eksperimentale specifike, 

rezulton praktikisht e mundur që të gjejmë vlerën maksimale të t 8/5 në përputhje me një nivel minimal 

të reziliencës së nyjes. 

Rasti i dyte na tregon temperaturën e tranzicionit të tenacitetit T t në zonën e ndryshuar termikisht, 

natyrisht për ato materiale që paraqesin, për karakteristikat e tyre këtë fenomen. Duke ditur efektin 

brishtezues të t 8/5, nuk është e çuditshme që T t (1) tenton gradualisht të rritet, me rritjen progressive të 

vetë t 8/5 (2). 



Figura 1.9. Varësia ndërmjet reziliencës (1) dhe kohës së ftohjes t 8/5 (2) (UNI EN 1011-2). 

Figura 1.10 Varësia ndërmjet temperaturës së tranzicionit të kufirt të soliditetit (1) dhe kohës së 

ftohjes t 8/5 (2) (UNI EN 1011-2) 

Rasti i tretë është në lidhje me fortësinë, në vecanti me fortësinë maksimale (1) e cila arrihet në zonën 

termikisht të ndryshuar. Nga ana cilësore është e drejtë që të presim një zvogëlim të vlerave 

maksimale kur kemi cikle termike më të butë, ashtu siç konfirmohet edhe nga diagrama e mëposhtme. 



Nëpërmjet provave praktike, edhe në këtë rast, është e mundur që të gjejmë minimumin e pranueshëm 

të t 8/5 në funksion të vlerave të fortësisë të parashikuar për nyjen e marrë në analizë. 

Figura 1.11 Varësia ndërmjet fortësisë maksimale (1) dhe kohës së ftohjes t 8/5 (2) (UNI EN 1011- 

2) 

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

1.4.1 Të përgjithshme 

Studimi i fenomeneve termike në saldim kërkon përdorimin e metodave dhe instrumentave matës. 

Këtu po japim në mënyrë të shkurtuar pershkrimin e tyre dhe përdorimin specifik për qëllimet e 

saldimit. 

Metodat termometrike të përdorura për këtë qëllim duhet të kenë si veti kohën e shkurtër të matjes, 

dmth duhet të garantojnë një arritje të shpejtë të ekuilibrit termik të instrumentit me ambjentin të cilit 

do ti matet temperatura. Sëbashku me këtë karakteristikë duhet gjithashtu të kenë një preçision dhe 

ndjeshmëri të mirë, në mënyrë të veçantë në temperaturat e larta. Tipet e termometrave të përdorur për 

studimin e saldaturave ose për procedurat e lidhura me të janë: 

- çiftet termoelektrikë, të përdorura për analizën e cikleve termike të copave të salduara dhe të furrave 

për trajtimet termike, për të cilat mund të kenë nevojë copat e salduara. 

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

dhe të furrave. 

- Termokolorët, të cilët përdoren për matjen e temperaturave në sipërfaqe të copave të salduara ose të 

parangrohura para saldimit. 



1.4.2 Matja e cikleve termikë 

Në këtë studim janë përdorur termoçiftet për matjen e cikleve termike të pikave të ndryshme të 

vendosura në një distancë të caktuar nga aksi i tegelit të saldimit. 

Për këtë qëllim termoçifti vendoset në një vrimë të vogël të hapur tek copa që po saldohet (Fig 1.12). 

vrimat mund të hapen me thellësi të ndryshme në mënyrë që të kemi informacion se çfarë ndodh me 

ndryshimin e temperaturës në drejtim të thellësisë së copës. 

Figura 1.12 Regjistrimi i ciklit termik me anë të termoçifteve 

Në funksion të temperaturës që do të matej u zgjodh çifti Pt – Pt e Rh dhe për temperatura më të vogla 

se 750 ˚C çifti Fe – kostantana. 

Fiksimi i instrumentave kërkon kujdes të madh, sepse sistemi i regjistrimit përjashton çdo mundesi 

kontakti elektrik ndërmjet instrumentave të ndryshëm d.m.th ndërmjet kampionëve që po 

ekzaminohen dhe termoçifteve. I tillë është rasti, psh, i një saldimi me rrymë alternate kur aparati i 

regjistrimit është i pajisur me një amplifikator elektronik, i cili është i ndjeshëm karshi devijimit të 

moduluar të rrymës së saldimit. 

Izolimi i instrumentave të ndryshëm mund të arrihet nëpërmjet veshjes së nyjes me një pastë 

zjarrduruese. Kjo veshje, megjithëse e hollë, rrit inercinë termike të instrumentit. Për këtë arsye në 

këto raste procedohet me matje të përshtatshme për vlerësimin e kësaj inercie. 

Aparati i regjistrimit duhet të japë, për secilin instrument matës, variacionin e temperaturës në 

funksion të kohës. Kjo realizohet nëpërmjet një oshilografi që regjistron vlerat e temperaturës në 

ordinatë duke patur në abshisë kohën. 

Duhet të theksojmë se metodat e matjes të përdorura në këtë studim janë edhe ato të prekura nga 

gabime eksperimentale dhe të limituara si pasojë e principit fizik në të cilin bazohen. 



KAPITULLI II 

2. ORIGJINA E TËRHEQJES SË COPAVE NË SALDIM 

2.1 Të përgjithshme 

Rritja e temperaturës së një cope metalike sjell bymimin e saj, siç e kemi theksuar dhe më sipër. 

Bymimi mund të jetë në mënyrë uniforme vetëm nëse copa është ngrohur në mënyrë uniforme dhe 

nuk pengohet bymimi i saj i lirë. 

2.1.1 Ngrohja uniforme e penguar 

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

brëndshme. 

Duke patur parasysh që vlera e kufirt të elasticitetit të një çeliku është funksion i temperaturës, mund 

të vihet re se kur vlera e ketyre sforcimeve është më e vogël se kufiri i elasticitetit të materialit në 

temperaturën ku e kemi shpënë, gjatë ftohjes metali rimerr në mënyrë elastike përmasat e tij. Ndërsa 

nëse vlera e sforcimeve kalon kufirin e rrjedhshmerisë në temperaturën e arritur, metali pëson 

deformime plastike mbetëse. 

Fibrat e metalit në drejtimin e penguar zgjaten më pak se sa rritja termike kerkon dhe rritja 

volumetrike e copës duke mos patur mundësi të realizohet në mënyrë uniforme në të gjitha drejtimet 

sjell që në drejtimet e lira të kemi nje bymim më të madh se ai i duhuri. Metali kështu pëson atë që 

quhet “trashje në të nxehtë”. 

Le të konsiderojmë një shufër çeliku të papenguar, subjekt i një ngrohje uniforme ( Fig. 2.1a).Ajo 

pëson një rritje të gjatësisë, por pas ftohjes ajo merr përmasat origjinale. 

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



Le të konsiderojmë tani rastin e një shufre të mbështetur në skajet e saj në mënyrë që të pengohet 

zgjatja e saj ( Fig 2.1 b). Nëse e ngrohim në të stabilizohet një gjendje e sforcuar në shtypje si shkak i 

ndalimit të zgjatjes. Sforcimet në shtypje rriten me rritjen e temperaturës derisa arrijnë vlerën e kufirit 

të rrjedhshmërisë. 

Duke u nisur nga kjo pikë, për çdo rritje të mëtejshme të temperaturës, shufra pëson një deformim 

plastik të pakthyeshëm. Kur shufra ftohet ajo tkurret, por gjatësia e saj në temperaturën e ambientit 

rezulton më e vogel se ajo fillestare, ndërsa diametri më i madh. Pas ftohjes ajo rezulton e shkarkuar. 

Konsiderojmë në fund rastin e një shufre të tretë e cila në vend që të jetë thjeshtë e mbështetur të jetë 

e penguar në skajet e saj (Fig 2.1c), në mënyrë që të jetë e penguar edhe tkurrja e saj. Ajo trashet si në 

rastin e dytë gjatë nxehjes, më pas gjatë ftohjes duke mos patur mundësi të shkurtohet, rezulton të 

ndodhet në një gjendje të sforcuar në tërheqje të cilat quhen sforcime të brëndshme ose sforcime të 

mbetura. 

Le ta ekzaminojmë nga ana cilësore sjelljen e shufrës së inkastruar duke marrë në konsideratë 

diagramën e ndryshimit të kufirt të rrjedhshmërisë me temperaturën (fig 2.2). 

Për thjeshtësi të arsyetimit i konsiderojmë konstant në lidhje me temperaturën si koeficientin e 

bymimit linear ashtu edhe modulin e elasticitetit të materialit. 

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

penguar. 



Në temperaturën e ambjentit pika O shufra është e shkarkuar. Me rritjen e temperaturës fillon një 

gjendje e sforcuar në shtypje, këto sforcime rriten me rritjen e temperaturës derisa arrijnë kufirin e 

rrjedhshmërisë së materialit në temperaturën T 1 (pika A). 

Duke u nisur nga kjo pikë, nëse temperatura zvogëlohet, kemi një rikthim në përmasat origjinale të 

shufrës pa deformime mbetëse. Nëse temperatura vazhdon të rritet më tej, fillon trashja dhe vlerat e 

sforcimeve në shtypje pershkojnë kurbën σ rr = f(t) derisa arrijmë në vlerën e rrjedhshmërise për një 

temperaturë të re T 2 (pika B). Nëse në këtë moment fillon ftohja e shufrës, tashmë e deformuar, do të 

kemi një shkarkim progresiv të saj dhe në temperaturën T 3 rezulton krejtësisht e pasforcuar. 

Më tej për temperature më të ulëta se T 3 , lindin sforcime në tërheqje të cilat në temperaturën e 

ambjentit mundet edhe të arrijnë kufirin e rrjedhshmërisë (pika C), nëse është arrirë në fazën e 

ngrohjes një temperaturë e lartë T 2 . 

Temperature T 1 perfaqson vlerën kufitare të temperaturës mbi të cilën kemi deformime mbetëse në 

rastin e shufrës së mbështetur dhe sforcime mbetëse në rastin e shufrës së inkastruar. Kjo temperaturë 

është rreth 150˚C për çeliqet e butë kur ngrohja bëhet duke u nisur nga temperatura e ambjentit. 

Modeli i shufrës së penguar, nën veprimin e ngrohjes e më pas të ftohjes, mund të jetë me rëndësi për 

të iterpretuar origjinën e deformimeve dhe sforcimeve mbetëse në elementët strukturalë të cilat mund 

të mendohen si të përbërë nga shumë shufra (shirita) të bashkuar ngurtësisht ndërmjet tyre. 

2.1.2 Ngrohja jouniforme 

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

Në fakt pjesa e ngrohur tenton të bymehet më shumë sesa ato përreth të ftohta, por duke mos e bërë 

dot për shkak të unitetit të copës do të kemi veprime të përbashkëta tërheqje e shtypje të cilat varen 

nga gradientët termikë të provokuar nga ngrohja, nga temperatura që arrihet dhe nga gjeometria e 

copës. 

Këto kushte vendosen automatikisht pas një ngrohje të lokalizuar. Le të konsiderojmë rastin e një flete 

të cilën e ngrohim me anë të një kaneli në një zonë qendrore të kufizuar. Shpërndarja termike në fund 

të ngrohjes do të ketë formën e paraqitur në figurën 2.3. 

Pjesa e ngrohur tenton të zgjatet , por e penguar nga pjesët më të ftohta, është subjekt i shtypjes dhe 

nëse në një temperaturë të caktuar kalojmë kufirin e elasticitetit ajo trashet. 

Në përfundim të ngrohjes fibrat e nxehta që ndodhen në planin e fletës rezultojnë më të shkurtra 

krahasuar me efektin termik, ndërsa spesori është rritur në mënyrë permanente si pasojë e deformimit 

plastik. 



Figura 2.3 Efekti i ngrohjes së lokalizuar në një fletë. 

Gjatë ftohjes, në momentin e parë (derisa pjesa më e nxehtë mbetet akoma në temperaturë kështu të 

lartë që kufiri i rrjedhshmërisë mund të kalohet lehtësisht) pjesët më të ftohta duke u tkurrur 

provokojnë një shkurtim të mëtejshëm të fibrave të nxehta në planin e fletës.Pastaj fenomeni kthehet, 

me uljen progresive të temperaturës fibrat më të nxehta tentojnë të shkurtohen, por pjesa më e ftohtë 

rreth e qark ia ndalon. Fibrat qendrore kështu tendosen, përshtaten sa është e mundur plastikisht me 

kushtet e lidhjes dhe më në fund kur përfundon plotësisht ftohja, rezultojnë të tendosura dhe shpesh në 

vlera që janë shumë afër me kufirin e rrjedhshmërisë në të ftohtë. 

Fenomene analoge ndodhin edhe gjatë saldimit. Edhe në këtë rast dhënia e nxehtësisë është e 

lokalizuar dhe ngrohja e copës është shumë jouniforme. Madje një pjesë e metalit shkon në shkrirje 

brenda një zone që mbetet në temperaturë shumë më të ulët, prej nga në saldim fenomeni i tërheqjes 

dhe lindja e sforcimeve të terheqjes janë të paevitueshme. Gjërat komplikohen më tej nga fakti që në 

përgjithsi burimi i nxehtësisë spostohet, nga mënyra e lidhjes së copës dhe nga mënyrat e ndryshme të 

ekzekutimit të procesit. 

Më poshtë studimi i tërheqjes dhe i sforcimeve të tërheqjes në saldim do të kryhet vetëm për raste të 

thjeshta dhe me thjeshtime të cilat lejojnë të arrihen rezultate indikative dhe sasiore mjaftueshëm 

pranë realitetit. 

Per të thjeshtuar studimin e fenomeneve termike që ndodhin gjatë saldimit dhe ndikimin e tyre në 

tërheqjen e nyjeve të salduara, shpërbëjmë vetë tërheqjet në tre kategori si më poshtë: 

 

 

 

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

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

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

spesorit të fletës). 



Ndërmjet këtyre tipeve të tërheqjes më të rëndësishmit për pasojat që kanë dhe për madhesinë në të 

cilën mund të verifikohen, janë dy të parat. 

Konsiderimet e mëposhtme dhe eksperimentet janë bërë për saldimin e çeliqeve te buta, por nga ana 

principale mund të shtrihen edhe për materialet e tjera. 

2.2 Tërheqja transversale 

2.2.1 Nyjet kokë më kokë 

Me qëllim që të studiojmë shkaqet dhe zhvillimin e tërheqjes transversale në nyjet kokë më kokë 

mund të konsiderojmë të dy aspektet e këtij fenomeni: 

 

 

Tërheqjen transversale 

Tërheqjen këndore 

Konsiderojmë fenomenin e tërheqjes transversale si pasojë e saldimit kokë më kokë të dy fletëve. Me 

qëllim që për momentin të jemi të pavarur nga variablat e tjerë, të cilat nuk janë ato që varen 

drejtpërdrejt nga progresi i saldimit përgjatë nyjes, supozojmë që spostimi i burimit të nxehtësisë të 

jetë vetëm gjatësor dhe me shpejtësi konstante nga pika A ne pikën B (fig 2.4), që nyja bashkohet 

vetëm me një kalim me gjerësi konstante në kuptimin e spesorit( në mënyrë që të përjashtojmë çdo 

mundësi të tërheqjes këndore) dhe në fund që fletët janë të lira të lëvizin në planin e tyre për mungesë 

si të lidhjeve të jashtme ashtu edhe të pikimeve [7]. 

Nga studimi i cikleve termike dimë që fletët ngrohen sipas elipseve izotermik. Bashkimi i 

ekstremiteteve të akseve të vegjël të këtyre elipseve na lejon që të dallojmë dy zona: njëra, zona 

VCAD, në fazën e ftohjes dhe tjetra, zona VCBD, në fazën e ngrohjes.Në zonën e parë ekziston një 

pjesë e nyjes së bashkuar, e cila ndodhet në temperaturë më të lartë se 600˚C (pjesa EV) dhe për 

pasojë me kufirin e rrjedhshmërisë shumë të ulët. Analizojmë se çfarë fenomenesh të tërheqjes 

ndodhin në të. 

Për këtë konsiderojmë në pjesën E-V një shirit materiali të marrë tërthor me nyjen. Ai është subjekt i 

një veprimi tërheqës analog me atë të studiuar kinse të shufrës së penguar dhe të ngrohur lokalisht. Në 

këtë rast pengimi ndodh për shkak të vazhdueshmërisë së materialit ekzistues ndërmjet shiritit dhe 

pjesës paraardhëse të salduar dhe të ftohur. Shkaqet që përcaktojnë tërheqjen mund të permblidhen si 

më poshtë ( fig 2.4): 

 

 

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

Trashje për zgjatim të mëtejshëm të pjesëve anësore të cilat ngrohen akoma gjatë fazës së parë të 

ftohjes së zonës qendrore. 

Me zvogëlimin e temperaturës kufiri i elasticitetit të shiritit të konsideruar kërkon të kthehet në vlerën 

normale. Duke filluar nga një moment i caktuar bëhet e mundur një tkurrje e shiritit që vazhdon gjatë 

periudhës së mëvonshme të ftohjes. 

Efekti i tkurrjes ndihet në zonën pasardhëse (pjesa EV) që, duke qenë në temperaturë të lartë mund të 

trashet me lehtësi.Pjesa paraardhëse, jo e deformueshme, vepron si një bosht në levizjen drejt afrimit 



ndërmjet fletëve. Si pasojë e këtij veprimi “si gërshërë” dy buzët e pasalduara akoma afrohen, duke 

tentuar edhe të mbivendosen. Kjo tërheqje ndalohet kur copat pikohen para kryerjes së saldimit, por 

ne fletë lindin sforcime të ndjeshme që në ndonjë rast, psh në saldimin me flakë oksiacetileni të 

fletëve të holla, mund të çojnë edhe në shkatërrimin e pikimit me pasojë mbivendosjen e fletëve 

(efekti gërshërë). 

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

Tërheqja transversale është ndër të tjera, direkt e varur nga kushtet e ekzekutimit, si psh trashësia e 

copave që do të saldohen, sasia e nxehtësisë së futur dhe gjerësia e saldimit. 

Eksperienca ka treguar se për të njëjtin vëllim të depozituar të elementit mbushës, tërheqja 

transversale është në përpjestim të zhdrejtë me trashësinë e tegelit, ndërsa është në përpjestim të drejtë 

me sasinë e nxehtësisë së futur dhe me gjerësinë e tegelit të saldimit. 

Vlera që tërheqja transversale mund të arrijë në praktikën konstruktive varet shumë nga shkalla e 

lidhjeve që kanë copat, nga pesha e elementëve të lidhur apo edhe mund të parandalohen nga paisje të 

studiuara dhe të pergatitura për të lidhur copat në pozicionin e saldimit me qëllim që të evitohen 

deformimet gjatë dhe pas saldimit. Gjetja me preçision e shkallës së lidhjes dhe parashikimi më pas në 

bazë të saj të tërheqjes së mundshme shpesh është shumë e vështirë. Vlerat e tërheqjes në nyjet e 

salduara janë përcaktuar nëpërmjet eksperimenteve të ndryshëm. Për tërheqjen transversale këtu më 

poshtë do të japim rezultatet e marra për raste të ndryshme nyjesh me tërheqje transversale të cilat 

janë të lira ose në kushte lidhjeje minimale të përcaktuar nga përbërja e tyre. 



Në diagramën e fig 2.5 tregohet ndryshimi i tërheqjes transversale të kampionëve të salduar kokë më 

kokë me elektrodë të veshur, në funksion të seksionit të saldaturës për fletë me trashësi të ndryshme. 

Materiali i fletëve të përdorura për këto eksperimente ishte çelik për konstruksione me markë 

S275JR. Buzët u përgatitën në formë V me kënd 60˚ dhe me distancë ndërmjet tyre nga 2-4 mm. 

Përmasat e fletëve ishin 500 x 500 mm dhe u lanë në gjendje të lirë të palidhura në drejtimin paralel 

me aksin e tegeli të saldimit. Saldimi i fletëve të holla u krye me një kalim pa lëvizje horizontale të 

elektrodës duke u munduar të kufizohej sa më shumë gjerësia e saldimit, ndërsa fletët e trasha u 

salduan me disa kalime me nxehtësi specifike të futur për njësi të gjatësisë që vinte duke u rritur nga 

kalimi i parë në atë të fundit brënda intervalit 3.93 – 13.8 kJ/cm. Saldimi u krye me kalime me 

trashësi jo të madhe me qëllim që të evitoheshin deformimet e mëdha këndore Shihet se tërheqja 

rritet me rritjen e seksionit të saldaturës, por me shpejtësi më të vogël sa më e madhe të jetë trashësia 

per tu salduar. Pastaj tenton të stabilizohet për vlera që ndodhen në intervalin ndërmjet 3-4 mm. Këto 

përfundime janë në harmoni me përfundimet teorike dhe eksperiencat e vrojtuara në saldim. 

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

dhe seksionit të saldaturës 

Në diagramën e fig 2.6 kemi një konfirmim të ndikimit të dukshëm të seksionit të saldaturës si pasojë 

e formave të ndryshme të përgatitjes së buzëve për saldim në vlerën e tërheqjes transversale. Provat u 

kryen për saldimin kokë më kokë të fletëve me trashësi 14 mm dhe prej materiali çelik për 

konstruksione S275JR, i ekzekutuar me elektrodë të veshur. Përgatitja e buzëve ishte në formë X 

dhe V. U vu re që për përgatitjen në formë X të buzëve tërheqja është më e vogël sesa në formë V. 

Për çfarëdo lloj përgatitje tërheqja është aq më e madhe sa më i hapur të jetë këndi i zmusos e më e 

madhe distanca ndërmjet buzeve. 

Në figurën 2.7 janë dhënë dy kurba të marra nga eksperimentet e kryera për nyjet kokë më kokë të 

përgatitura në formë V me kënd të hapjes së zmusos 60˚ të salduara respektivisht me elektrodë të 



veshur dhe me flakë oksiacetileni dhe një e tretë e vlevshme për nyje të përgatitura në formë X me 

kënd të hapjes së zmusos 70˚, të salduar me elektrodë të veshur. Shihet që tërheqja rritet me rritjen e 

trashësisë që saldohet (banjo e shkrirjes me përmasa më të mëdha), që saldatura oksiacetilenike 

prodhon tërheqje më të mëdha se ajo me hark elektrik, për shkak të shpejtësisë më të vogël të shkrirjes 

dhe gjerësisë më të madhe të banjos dhe që më në fund përgatitja në formë X, për të njëjtën trashësi, 

lejon një futje të materialit mbushës më të kufizuar përveç se simetrik duke prodhuar kështu një 

tërheqje më të vogël. 

Përsa i përket ndikimit të faktorëve ekzekutivë të saldimit në tërheqjen transversale është gjetur se kjo 

tenton të rritet me numurin e kalimeve, gjithashtu edhe tërheqja këndore është shumë e ndikuar nga 

numuri i kalimeve dhe tenton të rritet me rritjen e tyre. Në tabelën 2 kemi përmbledhur rezultatet e 

eksperimenteve të kryera. 

Provat janë kryer me kampionë prej materiali çelik S275JR, me trashësi 12 mm të salduar kokë më 

kokë me përgatitje të buzëve në formë V me kënd të hapjes 90˚ dhe distancë ndërmjet buzëve 2 mm. 

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

saldaturës 



Figura 2.7 Tërheqja transversale në saldimin kokë më kokë 

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

7 3.3 2˚30’ 

9 3.7 6˚20’ 

10 4.1 6˚30’ 

12 4.4 8˚50’ 

15 4.6 10˚ 

Tabela 2. Efekti i numurit të kalimeve në tërheqjen transversal 

Mënyra e kryerjes të çdo kalimi ka gjithashtu një influencë të caktuar në tërheqjen transversale. Në 

rastin e saldimit me hark, sipas eksperiencave nga provat e kryera, saldimi me kalime të gjera (me 

lëvizje të theksuar transversale të elektrodës) prodhon një tërheqje transversale pak më të madhe se 

ajo me kalime të ngushta, por teknika e dytë prodhon deformime këndore më të mëdha, sepse kërkon 

një numër më të madh kalimesh. Në mënyrë të ngjashme saldimi me “hap mbrapa” prodhon një 

tërheqje transversale pak më të vogël se sa ai i vazhduar. 



Një tjetër aspekt i fenomenit të tërheqjes transversale është tërheqja këndore. Le të marrim në 

konsideratë dy rastet e mëposhtme. 

a) Saldim vetëm me një kalim 

Në kryerjen e saldimit , pavarësisht nga lloji i përgatitjes së buzëve, banjo e shkrirjes në funksion të 

procesit përshtatet në V dhe në U pak a shumë të hapur dhe prandaj gjerësia e saj ndryshon përgjatë 

trashësisë , duke arritur gjerësinë maksimale në sipërfaqen e cila është e ekspozuar krejtësisht karshi 

burimit termik ( Fig 2.8). 

Duke e imagjinuar fletën të ndarë në disa shtresa horizontale paralele, aq të holla sa në secilën prej 

tyre mund të supozojmë një volum konstant të banjos. Duke ditur që tërheqja transversale është në 

përpjestim të drejtë me gjerësinë e saldimit, kuptohet lehtë që shtresat e sipërme, me banjo më të 

gjerë, tërhiqen më shumë se ato të poshtmet. 

Për të mundësuar këtë tërheqje, që ndryshon në mënyrë lineare përgjatë trashësisë, të dy fletët duhet të 

formojnë një kënd siç tregohet në Fig 2.8 b dhe këndi i formuar për devijim nga vendosja fillestare 

quhet “tërheqje këndore”. 

Tërheqja është aq më e madhe sa më e hapur dhe josimetrike kundrejt planit horizontal mesatar është 

banjo e shkrirjes dhe sa më e madhe të jetë trashësia e copës. 

Kjo vlen natyrisht kur të dy fletët janë të lira për tu vendosur me kënd jo vetëm për mungesë të 

lidhjeve të jashtme, por edhe pse pesha vetijake është e papërfillshme. 

b) Saldimi me shumë kalime 

Figura 2.8 Tërheqja këndore e një nyje kokë më kokë 

Kur saldimi kryhet me shumë kalime me burimin termik vetëm nga njëra anë ( përgatitja e buzëve V, 

½V, U ose J) futja e nxehtësisë bëhet në kohë të ndryshme dhe në kushte të ndryshme nga kalimi në 

kalim. 

Kalimi i parë, do të jetë subjekt vetëm i tërheqjes transversale, duke ditur formën dhe trashesinë e 

gjerësinë e vogël të banjos së shkrirë ( tipike në saldimin manual me hark). Një tërheqje e lehtë 

këndore është e mundur për banjo me përmasa më të mëdha siç janë ato të realizuara me saldim 

oksiacetileni dhe më shumë akoma në saldimin automatik me hark. 



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

verifikohen dy raste: 

- Kalimi i parë është i hollë dhe futja e nxehtësisë në kalimin e dytë është e madhe. Ura metalike që lidh 

dy copat pas kalimit të parë, mund të çohet e gjitha në temperaturë më të lartë se ajo e trashjes, duke 

qenë kështu subjekt në fillim i një zgjatje të lehtë, dhe më pas i një tërheqjeje transversale të 

mëtejshme. Në këtë rast kemi një afrim të mëtejshëm të buzëve që po saldohen për tërheqje të të dy 

kalimeve. Është e qartë që kalimi i parë, më i ngushtë dhe me temperaturë më të ulët se i dyti, ftohet i 

pari dhe përbën një pikë fikse për fazën e tërheqjes së kalimit të dytë. Si pasojë kemi një tërheqje 

këndore që bashkohet me atë transversale. 

- Kalimi i parë është më i madh dhe nuk kalon i tëri në temperaturën mbi 600˚C. Bymimi dhe tkurrja e 

tij janë shumë të kufizuara dhe kështu ai përbën një pengesë për tërheqjen transversale. Nëse të dy 

copat janë të lira të rrotullohen rreth aksit të nyjes ato pësojnë një tërheqje këndore për shkak të 

kalimit të dytë, më të madh se në rastin e parë, duke përdorur si bosht rrotullimi kalimin e parë. 

2.2.2 Nyjet T 

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

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

Figura 2.9 Efekti i tërheqjes në njënyje këndore 

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

dy komponenteve: 

- Tërheqjen e vetë metalit të depozituar 

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



Tërheqja e metalit të depozituar vjen në të njëjtat mënyra si ato që pamë në tërheqjen këndore të 

nyjeve kokë më kokë. 

Në fakt nëse imagjinojmë të ndajmë seksionin tërthor të tegelit me plane paralele me sipërfaqen e 

jashtme të vetë tegelit, është evidente që shtresat më të jashtme pësojne ( për faktin se kanë një gjerësi 

më të madhe) një tërheqje transversale më të madhe se ajo që pësojnë shtresat më të brendshme. 

Si pasojë ka një rrotullim të fletëve rreth pikës A në kahun e treguar nga shigjetat 1 dhe 1’. Këtij 

efekti i shtohet edhe ai si pasojë e ngrohjes jouniforme të fletëve për shkak të saldimit. 

Në fakt nëse i referohemi fletës H , mund të vërehet se si pasojë e futjes së nxehtësisë në faqen AB 

stabilizohet një regjim termik i karakterizuar nga temperatura që vijnë në zbritje në kahun e trashësisë. 

Edhe në këtë rast mund të dallojmë dy zona; ajo që korrespondon me temperatura më të larta dhe 

pëson trashje në të nxehtë, dhe tjetra në të cilën deformimet mbeten në zonën elastike. 

Pas ftohjes, zona e trashur tenton të shkurtohet duke shkaktuar kështu një deformim që kërkon të 

rrotullojë fletën në kahun e treguar nga shigjeta 1. 

Natyrisht të njëjtat konsiderata mund të shtrihen edhe për fletën P e cila për shkak të ngrohjes së 

lokalizuar në zonën AC kërkon të rrotullohet në kahun e treguar nga shigjeta 1’. Bashkveprimi i 

këtyre efekteve bën që deformimet këndore në nyjet T të jenë më të mëdha, për të njëjtat kushte 

ekzekutuese, sesa në nyjet kokë më kokë. Rrotullimi i fletëve është aq më i madh sa më i madh të jetë 

seksioni i tegelit dhe sa më i madh të jetë numri i kalimeve me të cilat ekzekutohet. Në rastin kur 

kryhen dy tegela në të dy anët e fletës H, rrotullimi i saj kompesohet nga simetria e futjes së 

nxehtësisë, por mbetet deformimi këndor i fletës P (fig 2.10 a). Ky deformim mund të ndalohet nga 

lidhje të përshtatshme (fig 2.10 b) ose automatikisht për kompensim kur ekzekutohet në mënyrë 

simetrike në një nyje kryq (fig 2.10 c). 

Figura 2.10 Deformimet këndore në një nyje T dhe kryq 



Tërheqja si pasojë e trashjes së fletëve varet kryesisht nga sasia e nxehtësisë së futur, nga seksioni i 

tegelit të saldimit dhe nga vetë trashësia e fletëve. Tërheqja rritet me rritjen e së parës dhe zvogëlohet 

me rritjen e së dytës. Metodat më të avashta të saldimit gjithmonë kanë tendencën e rritjes së tërheqjes 

nëse copat janë të lira [7]. 

Tërheqja transversale ndikohet edhe nga tipi i nyjes. Në diagramën e dhënë në figurën 2.11 nyjet janë 

radhitur sipas rendit rritës së tërheqjes transversale. Shihet se tërheqja më e vogël prodhohet nga nyjet 

T të salduara me pjesë të alternuara të ndjekura nga ato të salduara me pjesë ballë për ballë dhe më 

pas nga ato me tegel këndor të vazhduar, tërheqje më të mëdha japin nyjet me mbivendosje dhe 

akoma më të madhe ato kokë më kokë. E fundit është një lloj nyje e veçantë që prodhon natyrisht 

tërheqje maksimale. Provat janë kryer me me kampionë prej materiali çelik S275JR, të salduara 

manualisht me elektrodë të veshur. 

Figura 2.11 Tërheqje transversale dhe gjatësore për lloje të ndryshme nyjesh 



2.3 Tërheqja gjatësore 

Tërheqja gjatësore e një nyje të salduar ndodh gjithmonë në kushtet e pengimit të deformimit të lirë. 

Në anët e zonës të shpënë në gjendje të shkrirë dhe asaj të shpënë në gjendje plastike, ndodhet 

gjithmonë nje zonë që është e ftohtë dhe që përbën një pengesë për tërheqjen në drejtimin gjatësor. 

Një copë e salduar , nën efektin e tërheqjes gjatësore, tenton të marri formë si në figurën 2.12. Edhe 

në këtë rast kompleksiteti i faktorëve që kushtëzojnë fenomenin e tërheqjes gjatësore e bën shumë të 

vështirë mundësinë e llogaritjes të vlerës së tërheqjes në rastet e mundshme në praktikë. 

Figura 2.12 Deformacioni cilësor për efekt të tërheqjes gjatësore. 

Kështuqë treguesit kryesorë mund të deduktohen nga rezultatet praktike, të kryera në një nyje kryq ( 

Fig 2.13) të salduar në mënyrë simetrike dhe më dimensione të tilla që përjashtojnë çdo mundësi të 

lakimeve anësore për shkak të sforcimeve që lindin gjatë saldimit. 

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



Rezultatet e këtyre eksperimenteve janë vendosur në diagramën e figurës 2.14. Në të është dhënë 

tërheqja gjatësore në funksion të seksionit tërthor të fletëve të salduara për vlera të ndryshme të 

sipërfaqes së seksionit tërthor të tegelit të saldimit. Saldimi është kryer me elektrodë të veshur dhe 

materiali i nyjes është çelik për konstruksione. Kalimet është kërkuar që të kryhen në kushte identike, 

përsa i përket temperaturës dhe parametrave të procesit. 

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

së saldimit. 

Nga diagrama shihet qartë se, për një seksion të tegelit të saldimit, madhësia e tërheqjes zvogëlohet 

me rritjen e seksionit të fletëve. Kurbat e dhëna në diagramë tregojnë se pasi kalohet një vlerë e 

caktuar e seksionit të fletëve, tërheqja tenton të jetë konstante. 

Kjo evidenton faktin që seksioni i çelikut i mbetur praktikisht i ftohtë fiton mbizotërimin mbi faktorët 

e tjerë dhe çdo rritje e mëtejshme e seksionit ( të paktën per rastet që kemi eksperimentuar) nuk ka 

ndikim në tërheqjen gjatësore.Për seksion tërthor të barabartë të fletëve, madhësia e tërheqjes 



gjatësore rritet me rritjen e sipërfaqes së seksionit të saldaturës. Vlerat e tërheqjes gjatësore të dhëna 

në figurën 2.14 i përgjigjen një nyjeje me gjatësi 500 mm. Prova të mëtejshme kanë treguar që këto 

vlera mbeten praktikisht të pandryshueshme ( gjithmone referuar për një metër gjatësi) kur gjatësia 

rritet. Është vëzhguar që, sa më sipër vlen mesatarisht për nyjen, dhe kjo mesatare është rezultante e 

një tërheqje pak më të madhe në skaje dhe më të vogël në mesin e saj. 

Në figurën 2.11 janë dhënë vlerat e tërheqjes gjatësore për lloje të ndryshme nyjesh. Kushtet 

gjithmonë ekzistues të lidhjes kufizojnë madhësinë e tërheqjes gjatësore, me pasojë lindjen e 

sforcimeve mbetëse të brendshme të cilat veprojnë paralel me drejtimin e aksit të tegelit të saldimit. 

Si pasojë e këtyre sforcimeve aksiale, nëse momenti i inercisë së copës në planin pingul me tegelin 

nuk është në vlera të mëdha ( rasti i fletëve të holla e me trashësi mesatare), nyja e ngarkuar në këtë 

mënyrë tenton të harkohet. Nëse ngarkesa është eksentrike karshi planit mesatar të fletës ( si në rastin 

e materialit mbushës të futur në mënyrë josimetrike) ky efekt do të jetë më i fortë. 

KAPITULLI III 

3. Origjina e sfocimeve të mbetura në saldim 


Kushtet e veçanta të ngrohjes dhe të ftohjes jouniforme nën të cilat kryhet procesi i saldimit si edhe 

pamundësia për tërheqjet që të zhvillohen në mënyrë krejt të lirë dhe të plotë, krijojnë në mënyrë të 

paevitueshme në nyjen që po saldohet sforcime, të cilat quhen “sforcime mbetëse të saldimit” ose në 

kompleksitetin e tyre “sforcime të tërheqjes”ose “sforcime të brëndshme”. 

Tërheqja e masës metalike e cila është shpënë në temperaturë të lartë do të duhej të verifikohej në të 

gjitha drejtimet, por duke qenë pak a shumë e penguar, përcakton një gjendje të sforcuar komplekse. 

Kemi sforcime në drejtimin gjatësor σ L , në drejtimin transversal σ T dhe në përgjithsi në vlera më të 

vogla në drejtimin pingul σ P ( Fig 3.1). 

Figura 3.1 Drejtimi i sforcimeve të brëndshme të saldimit 



Sforcimet gjatësore të mbetura të saldimit janë ato me vlerë më të madhe, sepse në drejtimin gjatësor 

kemi në mënyrë të paevitueshme kushte të vetëpengimit më të rrepta, ndërsa vlera e sforcimeve 

transversale varet nga procedura e saldimit ( mbi të gjitha ka përparësinë nxehtësia specifike e futur e 

cila ndikon shumë në tërheqjen transversale të nyjeve të gjata) si edhe shkalla e lidhjeve të aplikuara 

për të penguar ose kufizuar deformimet [8]. 

Shumë studime me karakter eksperimental janë kryer nga autorë të ndryshëm, me qëllim që të 

evidentojnë vlerën maksimale si edhe ecurinë e sforcimeve të mbetura në nyjet e salduara. Këto janë 

kryer kryesisht për nyjet kokë më kokë dhe eksperimentet janë kryer si në kampionë të posaçëm ashtu 

edhe në nyje reale të konstruksioneve. Rezultatet kanë treguar se edhe për rastin e fundit, duke lënë 

mënjanë ndryshimet e sforcimeve për shkak të ndryshimit të lidhjeve dhe mbivendosjes së sforcimeve 

mbetëse të përgatitjes, të montimit dhe të saldimit të nyjeve të tjera, vlerat e këtyre sforcimeve janë 

gjithmonë të larta dhe në disa raste të barabarta me kufirin e rrjedhshmërisë, të cilat mund të krijojnë 

edhe deformime plastike të materialit. 

Nga kjo përshtatje plastike e materialit në kushtet e gjendjes së sforcuar rrjedh në thelb mundësia për 

të marrë nyje të mira saldimi. Edhe duke patur të gjithë kujdesin për te kufizuar sforcimet e 

brendshme dhe përqëndrimin e tyre, shpesh është e paevitueshme prania e tyre në nyjet e salduara, 

kryesisht në konstruksione komplekse. Duke qenë se masat ekzekutive parandaluese nuk lejojnë që të 

parandalohet formimi i sforcimeve të saldimit, rrjedh rëndësia e materialit, karakteristikat plastike të 

të cilit duhet të zbusin sforcimet e krijuara nga saldatura. 

3.2 Sforcimet transversale e gjatësore në nyjet kokë më kokë 

Shumë studime teoriko – eksperimetale të kryera kanë lejuar të përcaktohet se si ndryshojnë sforcimet 

gjatësore dhe transversale të mbetura nga saldimi në nyjet e salduara kokë më kokë dhe të 

përcaktohen vlerat e tyre në të dy drejtimet. 

Në rastin e saldimit të kampionëve të lirë nga lidhjet e jashtme dhe kështu të lirë që të tërhiqen, 

eksperimentet e kryera kanë treguar se për saldimin manual me hark, shpërndarja e sforcimeve σ L dhe 

σ T kanë një ecuri si ai që tregohet në figurat 3.2 a dhe b, dhe 3.3 [9],[10]. 

Në një seksion të çfarëdoshëm transversal x-x ( Fig 3.2 a dhe b) ecuria e sforcimeve të mbetura 

gjatësore jepen nga kurba e cila tregon se këto sforcime janë në tërheqje në nyjen e salduar dhe në 

zonën menjëherë pranë saj , dhe në shtypje në zonat e jashtme. Eksperiencat gjithashtu kanë treguar se 

shpërndarja e sforcimeve gatësore është e njëjtë për të gjitha seksionet transversale, siç tregohet edhe 

nga kurba. Nga kjo rrjedh se gjatë një plani gjatësor y-y paralel me aksin e nyjes dhe në një distancë d 

të çfarëdoshme nga vetë aksi, sforcimet σ L qëndrojnë konstante dhe me vlerë e cila varet nga distanca 

d ( Fig 3.2 b). 



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

Në figurën 3.3 jepet shpërndarja e sforcimeve transversale ( të rrotulluara me 90˚ në planin e tyre). 

Nga aty shihet se këto sforcime, përgjatë një seksioni të çfarëdoshëm transversal, janë gjithmonë me 

të njëjtën shenjë ( kurbat a dhe a’) dhe tamam ato janë në tërheqje në zonën qendrore dhe në shtypje 

në zonat e skajshme. 

Kjo tregohet nga kurba b e cila përfaqson shpërndarjen e σ T përgjatë një seksioni gjatësor y-y të 

çfarëdoshëm. 



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

Përfundimet më të rëndësishme që mund të nxirren nga eksperimentet e kryera për studimin e 

sforcimeve të mbetura të saldimit mund të përmblidhen në pikat e mëposhtme [11]. 

Në shpërndarjen e sforcimeve transversale vihet re se: 

 

 

 

 

Sforcimet transversale vështirë që mund të kalojnë 100 N/mm 2 , kur saldohet me tërheqje të lirë. Kur 

kampionët inkastrohen paralel me nyjen e salduar, kjo vlerë mund edhe të dyfishohet. 

Sforcimet transversale maksimale verifikohen në një shirit mbi aksin e nyjes, ato janë positive (në 

tërheqje) në zonën qendrore dhe negative ( në shtypje) në ekstremet e nyjes. 

Ngrohja më e gjerë ( saldimi me flakë oksiacetileni ose me procedura që kërkojnë intensitet të lartë të 

rrymës elektrike, si me hark të zhytur ose me elektroskorje) prodhon vlera maksimale të sforcimeve 

transversale pak më të vogla se ato të prodhuara nga ngrohja më e ngushtë ( saldim me hark me 

elektrodë të veshur, MIG, MAG, TIG) në rastin e kampionëve të lirë. Në rastin e kampionëve të 

inkastruar ndodh e kundërta, dmth saldimi me hark manual prodhon sforcime transversale më të vogla 

se ato të proceseve të mekanizuara të përmendura më lart. Kjo është në harmoni me faktin që tërheqja 

transversale tenton të rritet me rritjen e gjerësisë së zonës së ngrohur, dhe kështu është llogjike që 

edhe sforcimet që përfaqsojnë këto deformime të penguara, tentojnë të rriten me to. 

Skajet e nyjeve rezultojnë zakonisht të shtypura në drejtimin transversal. Kjo shpërndarje e 

sforcimeve transversale është një avantazh, sepse i bën më pak të rrezikshme defektet e ekstremiteteve 

( zgavra, jovazhdueshmëri e formës, paplotësueshmërinë, etj), të cilat janë shumë më frekuenete në 

skaje sesa në zonën qendrore. 



Në shpërndarjen e sforcimeve gjatësore vihet re se: 

 

 

 

 

 

Sforcimet gjatësore, duke ditur që saldatura kryhet gjithmonë në kushtet e një vetëpengimi të fortë, 

kanë vlera të mëdha dhe në nyjet e gjata arrijnë me lehtësi kufirin e elasticitetit të materialit dhe mund 

të provokojnë deformime plastike të zonës së salduar. 

Saldimi manual me hark prodhon sforcime maksimale më të larta se ato të shkaktuara nga procedura 

që karakterizohen nga kontribut termik më i madh. Shpesh në të dyja rastet, por më shpesh në rastin e 

harkut manual, kalohet kufiri i elasticitetit. 

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

Sforcimi gjatësor që është pak a shumë konstant përgjatë gjithë nyjes, bëhet zero për arsye të 

ekuilibrit në skaje. Pjesa e rënies duket të jetë në rangun 100-200 mm. Copat shumë të shkurtëra kanë 

sforcime gjatësore më të vogla. 

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

sforcimeve gjatësore. 

3.3 Shpërndarja e sforcimeve të brëndshme në drejtim të trashësisë 

Siç e kemi theksuar edhe më parë, konsideratat e bëra deri këtu, të marra nga eksperimentet e kryera 

tregojnë ecurinë e sforcimeve të mbetura në fibrat sipërfaqsore të kampionëve. 

Studime të tjera janë kryer për të analizuar shpërndarjen e sforcimeve të mbetura përgjatë drejtimit të 

trashësisë. Në rastin e fletëve të salduara me trashësi më të madhe se 25 mm, edhe sforcimet e 

mbetura në drejtimin pingul mund të bëhen të rëndësishme [12]. 

Në figurën 3.4 jepet shpërndarja, e marrë nga eksperimentet, e sforcimeve të mbetura përgjatë 

drejtimit të trashësisë në një nyje kokë më kokë prej materiali çelik me karbon, me përgatitje X të 

buzëve, trashësi 36 mm, gjatësi dhe gjerësi 500 mm. Saldimi u krye me elektrodë të veshur duke 

salduar nga të dyja krahët në mënyrë të alternuar në mënyrë që të minmizohej deformimi këndor. 

Nga figura 3.4 shihet se sforcimet gjatësore dhe transversale janë në tërheqje në zonat pranë 

sipërfaqes së kampionit. Sforcimet transversale në shtypje, në zemër të saldaturës, janë prodhuar nga 

kryerja e kalimeve të fundit të mbushjes së hapsirës mes buzëve. 

Në figurën 3.4 tregohet shpërndarja e sforcimeve të mbetura pingule, të cilat anullohen në sipërfaqet 

e kampionit. Edhe pse në këtë rast sforcimet rezultojnë në shtypje, kërkues të tjerë mbështesin 

hipotezën se këto sforcime mund të jenë edhe në tërheqje edhe në brendësi të spesorit të salduar, në 

mënyrë të veçantë për spesorët e mëdhenj [13]. 



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

kokë 

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

Përveç kërkimeve eksperimetale për të përcaktuar shpërndarjen e sforcimeve të mbetura në nyjen e 

saldimit është përdorur edhe teoria e elementëve të fundëm. Për këtë jam bazuar në një model nyjeje i 

cili jepet në Figurën 3.5 a [14]. Ky model përfaqson nyjen ndërmjet trupit cilindrik dhe fundit 

gjysmësferik të një rezervuari të treguar në Figurën 3.5 b [15]. 

Kalimet e saldimit janë kryer në mënyrë të alternuar në krahët e kundërt të X në mënyrë që të 

parandalohej deformimi këndor. Material i nyjes ishte çelik për konstruksione, i salduar me hark të 

zhytur (30 kJ/cm) me material mbushës analog dhe me një parangrohje rreth 100˚C. 



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

3.4.1 Përshkrimi i modelit me elementë të fundëm 

Modelet 3-dimensionale të saldimit për vlerësimin e cikleve termike dhe sforcimeve të mbetura 

përdoren gjerësisht si në fushën akademike të studimit ashtu edhe për qëllime komerciale [14]. 

Modelimi i dhënë këtu më sipër përdor një model termik 3-dimensional të shoqëruar me një model 

elasto- plastik për llogaritjen e sforcimeve dhe deformimeve. Modeli u krijua me Comsol Finite 

Element. Sforcimet në modelin elasto – plastik për shkak të bymimit termik llogariten pas çdo kalimi. 

Pas kalimit të fundit modeli lejohet të ftohet duke na dhënë kështu gjendjen e sforcuar pas saldimit. 

Analiza e sforcimeve u krye kundër radhës së saldimit dmth nga metali bazë i ftohtë në drejtim të 

burimit të nxehtësisë duke ditur gradientet e temperaturës deri në temperaturën e dhomës. Kjo 

garanton që printimi i gjendjes së sforcuar përfundimtare të ketë marrë në konsideratë historinë e 

mëparshme të temperaturës dhe gjendjes së sforcuar [16],[17]. 

3.4.2. Aplikimi i modelit 

Vetitë termike të përdorura në model janë të njëjta me ato të çelikut të derdhur. Në mënyrë artificiale 

rritet përcjellshmëria termike për temperatura më të larta se 1000˚C, me qëllim kapjen e transmetimit 

të nxehtësisë me konveksion në banjon e shkrirë [18] . Nxehtësia latente e shkrirjes u fut në model 

duke rritur artificialisht nxehtësinë specifike rreth pikës së shkrirjes. Madhësia e nxehtësisë latente u 

testua dhe u gjet se nuk kishte efekt në madhësinë e sforcimeve të mbetura përfundimtare [19]. Burimi 

i nxehtësisë u përfaqsua me një burim nxehtësie konvencional dopio ellipsoid, siç rekomandohet edhe 

nga literature [20],[21]. 

Në fig. 3.6 a dhe 3.6 b tregohen sforcimet e mbetura gjatësore në korrespondencë me nivele të 

ndryshme të mbushjes së saldimit ( me temperaturë të kalimeve 200˚C) respektivisht në sipërfaqen e 



kampionëve ( në drejtimin normal me aksin e tegelit) dhe në drejtimin e spesorit. Këto shpërndarje 

janë nxjerrë me analizë elasto – plastike tredimensionale me elementë të fundëm [22]. 

Pas përfundimit të saldaturës shpërndarja e sforcimeve të mbetura gjatësore në sipërfaqen e kampionit 

është treguar në Fig 3.7 a. Mund të vërehet se vlera maksimale është spostuar rreth 20 mm kundrejt 

anës së kalimit të fundit. Figura 3.7 b tregon shpërndarjen e sforcimeve të mbetura gjatësore në 

drejtim të spesorit në korrespondencë me aksin e tegelit dhe në dy distanca të ndryshme nga aksi. Siç 

tregon figura 3.7, ndërsa në sipërfaqen e jashtme të saldimit sforcimet e brëndshme gjatësore janë 

positive në vlerë të vogël, vlerën e tyre më të lartë e kanë në një thellësi të caktuar , në 

korrespondencë me disa shtresa të kalimeve. 

Figura 3.6 a dhe b. Ecuria e sforcimeve të mbetura gjatësore në funksion të niveleve të 

ndryshme të mbushjes me saldim 

Përsa kemi parë më sipër rezulton evidente vështirësia për të gjetur shpërndarjen efektive të 

sforcimeve të mbetura, e lidhur ngushtë me rastet e veçanta dhe e ndikuar nga një numër i madh 

faktorësh. Nga ana tjetër, për arsye mbrojtëse, normativat konsiderojnë sforcime të brëndshme ideale 

konstante dhe të barabarta me kufirin e elasticitetit të materialit, si në fushën e mekanikës së 

frakturës, ashtu edhe në atë të lodhjes e tensokorrozionit. 

Në kushte të tilla, duke qenë ndonjeherë shumë mbrojtëse, me qëllim shfrytëzimin sa më të mirë të 

materialit, merret shtytje për të vazhduar studimet për një vlerësim më të saktë të gjendjes së sforcuar 

në raste të veçanta praktike. 

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



Figura 3.7 a dhe b. Krahasimi i shpërndarjes së sforcimeve ( vlerat eksperimentale dhe vlerat 

e llogaritura me FEM) 

3.5 Raste tipike të shpërndarjes së sforcimeve 

3.5.1 Saldimi perimetral i objekteve nëpër fletë. 

Figura 3.8 tregon një saldim ndërmjet një cope rrethore dhe një flete të përgatitur me vrimë, rast tipik 

saldimi gjatë riparimeve. Në figurën 3.8 b tregohet skematikisht shpërndarja e sforcimeve radiale dhe 

tangenciale të cilat rezultojnë të larta në vecanti në korrespondencë me tegelin, prej nga shpesh në 

këtë zonë kemi edhe çarje. 

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

arnë rrethore. 



3.5.2 Trarët e salduar 

Po japim këtu më poshtë shpërndarjen e sforcimeve të mbetura gjatësore në trarët e salduar me profil 

T, dopio T dhe kuti ( fig 3.9). 

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

përbërë. 

3.5.3 Nyje perimetrale ndërmjet tubash 

Shpërndarja e sforcimeve të mbetura në një nyje perimetrale ndërmjet tubave varet nga diametri dhe 

nga trashësia e murit të tubit, nga përgatitja dhe nga radha e saldimit [23]. 

Matjet janë bërë me ekstensiometër në tuba çeliku me markë API 5L X52 PSL 2, me diametër 18” 

(457 mm) dhe me spesor 9.52 mm, duke marrë shpërndarjen e fig. 3.10. Në këto eksperimente është 

përdorur saldimi me procedure TIG me ambient gazi inert për mbrojtjen e tegelit edhe nga brënda 

tubit. 



Figura 3.10 Shpërndarja e sforcimeve mbetëse gjatësore (a) dhe transversale (b) në saldimin e 

tubave prej çeliku me pak karbon (API 5L X52 PSL 2) 

Gjithashtu të tjera eksperimente janë bërë për të studiuar ecurinë e sforcimeve të mbetura në rastin e 

tubave prej çeliku rezistent ndaj temperaturave të larta me përmbajtje të lartë Cr, me markë ASME SA 

335 P11 ( diametri i jashtëm 4” ose 114,3 mm dhe trashësia 8,56 mm) me saldim manual me 

procedure TIG në pozicion fiks me aksin horizontal. Saldimi u krye me 5 kalime me nxehtësi të futur 

përkatësisht (4.5, 3.6, 5.28, 9.24, 8.58 kJ/cm) dhe me kënd të përgatitjes së buzëve 60˚ e me distancë 

2-4 mm ndërmjet tyre. Gjatë gjithë kohës së saldimit u krye një parangrohje prej 100˚C. Me rëndësi 

ishte edhe matja e fortësisë pas saldimit. Kjo u krye në tre zona, në metalin bazë, ne zonën e prekur 

termikisht dhe në vetë tegelin e saldimit. Duke parë se fortesia në zonën termikisht të prekur dhe në 

tegelin e saldimit kalonte vlerat prej 225 HV u krye një trajtim termik pas saldimit me ngrohje me 

shpejtësi 200 C/h deri në temperaturën 655˚C, mbajtje në këtë temperaturë për 30’ dhe me pas ftohje 

me të njëjtën shpejtësi 200 C/h. Rezultatet e shpërndarjes së sforcimeve të mbetura jepen në fig. 3.10 

dhe në figurën 3.11 jepet pamja e tegelit e marrë nga radiografia. 



Figura 3.10. Ecuria e sforcimeve të mbetura në saldimin kokë më kokë të tubave të çelikut me 

markë ASME SA 335 P11 

Fig3.11. Radiografia e tegelit të saldimit 

Duket qartë nga të dy eksperiencat, se gjendjet me sforcime më të larta, si për sforcimet mbetëse 

gjatësore ashtu edhe për ato transversale, manifestohen në sipërfaqen e brendshme dhe janë në 

tërheqje. Një shpjegim i kësaj mund ti jepet duke konsideruar gradientët e ndryshëm termik të të dy 

sipërfaqeve gjatë ftohjes. Në fakt në rastin e dytë është verifikuar në mënyrë eksperimentale që pas 

depozitimit të kalimit të fundit, gjatë ftohjes, për shkak të shkëmbimit më të lartë të nxehtësisë nga 

jashtë, faqja e brendshme gjithmonë ndodhet në një temperaturë më të lartë rreth 80˚C në krahasim 

me faqen e jashtme, duke u nisur që prej temperaturave ( rreth 850˚ - 900˚C) poshtë të cilave janë të 

rëndësishmë diferencat e vlerave të kufirt të rrjedhshmërisë në lidhje me temperaturën. 



KAPITULLI IV 

4. PASOJAT E TËRHEQJES DHE SFORCIMEVE TË BRENDSHME 

4.1 Sjellja e nyjeve të ngarkuara gjatë shërbimit 

Kemi parë më sipër se si sforcimet mbetëse të saldimit mund të arrijnë vlera shumë të mëdha aq sa të 

kalojnë edhe kufirin e elasticitetit të materialit, kryesisht në drejtimin gjatësor përgjatë aksit të 

saldimit. Kur në kushtet e shërbimit forcat e jashtme ngacmojnë copën ose strukturën e salduar, 

sforcimeve ekzistuese të saldimit i mbivendosen ato që vijnë nga ngarkesat e jashtme. Nëse këto të 

fundit i kundërshtojnë të parat, natyrisht që këto zvogëlohen ose edhe mund të anullohen. Ky është 

rasti më i favorshëm që shfrytëzon dobinë e parangarkimit. Në rast të kundërt nëse të dy sforcimet, i 

saldimit dhe i shërbimit, kanë të njëjtin kah, ato mblidhen dhe mund të kalojnë kufirin e 

rrjedhshmërisë duke provokuar kështu deformime plastike [24]. 

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

të rëndësishme. 

4.1.1 Ngarkesa në tërheqje 

Le të konsiderojmë dy fletë çeliku të butë të salduara kokë më kokë dhe kështu subjekt i një sistemi 

sforcimesh mbetëse. Në veçanti sforcimet gjatësore ( që janë edhe ato më të mëdhatë) rezultojnë në 

tërheqje në zonën qendrore të nyjes dhe në shtypje në atë anësore. Si model mekanik ekuivalent për 

përfaqsimin e një nyje të salduar si më sipër mund të shërbejë një sistem prej tre shufrash çeliku të 

izoluara nga njëra tjetra me sjellje elastike – perfekte plastike ( Fig. 4.1). 

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



Të tre shufrat janë të lidhura nga dy traversa të supozuara pafundësisht të ngurta. Shufra qendrore 

është e filetuar në njërin fund të saj dhe kalon lart nëpërmjet një vrime në traversën e sipërme. Duke 

shtërnguar dadon, ajo rezulton e ngarkuar në tërheqje, ndërsa dy shufrat anësore për arsye të ekuilibrit 

punojnë në shtypje. Imagjinojmë ta shtërngojmë dadon derisa sforcimi në shufrën e mesit të arrijë 

kufirin e rrjedhshmërisë. Kështu mund të arrihet analogjia e modelit me gjendjen e sforcuar të nyjes së 

salduar kokë më kokë. 

Në këto kushte nëse Q është ngarkesa që rrjedh nga veprimi i dados si dhe A a dhe A b seksionet e 

shufrave, sforcimet në to do të jenë: 

 

A 

Q / A a 

 

B 

Q / 2Ab 

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

kemi: 

 

A 

rr 

Nëse tani aplikojmë në model një ngarkesë P në tërheqje paralel me tre shufrat, ajo do të provokojë në 

shufrën qendrore një rrjedhje plastike së ciles i korrespondon një deformim permanent me një sforcim 

konstant: 

 

Q / 

A 

A a 

 

rr 

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

më poshtë: 

 

B 

Q 

/ 2A 

b 

P / 2A 

b 

 

P Q 

2A 

b 

Vlera maksimale e ngarkesës P që mund të mbahet nga struktura, e parangarkuar nga veprimi i dados, 

nëse duam të evitojmë deformimet permanente në të gjithë sistemin, është ajo që shpie në kufirin e 

rrjedhshmërisë edhe sforcimet në shufrat e jashtme. 

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

P 2A 

B 

b 

Q 

Duke pranuar 

Do të marrim 

 

P 

B 

rr 

2A 

max 

 

rr 

b 

Q 

Përderisa 

Q rr 

Aa 

Pmax 

 

rr 

(2Ab 

Aa 

) 

Relacioni i fundit tregon se ngarkesa maksimale që mban modeli në kushtet e hipotezuara është e 

njëjtë me atë që do të mbante në mungesë të gjendjes së parangarkuar. 



Si përfundim sforcimet mbetëse të saldimit nuk e ndryshojnë aftësinë mbajtëse statike të nyjes së 

salduar, sepse materiali është në gjendje të modifikojë shpërndarjen e sforcimeve nëpërmjet rrjedhjes 

plastike. 

Le të shqyrtojmë tani grafikisht sjelljen e modelit të parangarkuar në mënyrë që shufra e qendrës te 

ketë kaluar kufirn e elasticitetit, si pasojë e veprimit të forcës P. 

Fenomeni mund të studiohet në mënyrë të thjeshtë duke konsideruar radhën e fazave të ndryshme të 

ngarkimit në diagramën (σ – ε) të figurës 4.2. 

Gjendja e parangarkuar, korrespondente me sforcimet e mbetura gjatësore të saldimit, jepet nga pika 

A në diagramë, për shufrën qendrore ( sforcime në tërheqje të barabarta me kufirin e rrjedhshmërisë) 

dhe nga pika B për secilën nga shufrat anësore ( sforcime në shtypje në zonën elastike). Pozicioni i 

pikës B varet nga vlera e raportit 2A b /A a. 

Pas aplikimit të forcës P në të gjithë sistemin , shufra qendrore pëson një zgjatje plastike dhe pika 

përfaqsuese e gjendjes së sforcuar spostohet në A’, ndërsa shufrat anësore pësojnë një zgjatje elastike 

që sposton pikën përfaqsuese në B’. Për arsye të natyrshme harmonie, të varura nga supozimi i 

ngurtësisë së traversave, spostimet e hufrave duhet të jenë të njëjta. 

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

ngarkese të jashtme 



Nëse në këtë pikë hiqet ngarkesa P, shufrat anësore tentojnë të anullojnë deformimin elastik 

paraardhës dhe për këtë pika përfaqsuese spostohet nga B’ në B’’, duke rikuperuar deformimin ε’’. 

Edhe shufra qendrore për harmoni shkurtohet në mënyrë elastike dhe pika përfaqsuese e gjendjes së 

sforcuar spostohet në A’’. Pra si pasojë e aplikimit të përkohshëm të ngarkesës P, pika përfaqsuese e 

gjendjes së sforcuar e shufrës qendrore ka kaluar në një nivel sforcimesh inferior në krahasim me atë 

para aplikimit të ngarkesës. 

Për korrespondencë ndërmjet sjelljes së modelit të studiuar dhe një nyjeje të salduar, rrjedh që 

aplikimi i përkohshëm i ngarkesës sjell në një ulje të nivelit të sforcimeve të mbetura të shkaktuara 

nga saldatura. 

Eksperimentet e kryera për këtë qëllim në fletët e salduara kanë treguar që përfundimet cilësore të 

marra si më sipër gjejnë një përputhje efektive me fenomenet reale. 

Mund të jetë interesante në këtë pikë, të llogarisim madhësinë maksimale të zgjatjes për të vlerësuar 

se ajo nuk sjell përforcime të rrezikshme. Për këtë qëllim , supozohet se material i shufrave është një 

çelik i butë me σ rr = 240 N/mm 2 dhe që seksioni i të tre shufrave është i njëjtë. 

Duke ju referuar figurës 3.2 rezulton se σ A = 240 N/mm 2 dhe σ B = 120 N/mm 2 . 

Madhësia maksimale e ε’ sipas ligjit të Hooke është: 

' A 

B 

/ E 360N 

/ mm 

2 

/ 21*10 

4 

N / mm 

2 

1,7 *10 

3 

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

Në përfundim, kemi gjetur këtu justifikimin, pse verifikimet statike për një nyje të salduar normalisht 

kryhen duke konsideruar si gjendje të sforcuar konvencionale vetëm atë që rrjedh nga ngarkesat e 

aplikuara dhe nuk interesohen krejtësisht për gjendjen e sforcuar të mbetur pas saldimit e prezente në 

nyje. Kjo mënyrë procedimi bazohet në koncepte analoge me atë të llogartjes nga shkatërrimi, duke 

konsideruar faktin që ngarkesa e shkatërrimit për nyjen nuk rezulton e ndikuar nga sforcimet e 

mbetura. 

Nuk mund të themi të njëjtën gjë për verifikimin e elementëve strukturalë që mund të jenë subjekt të 

fenomeneve të mosqendrueshmërisë së ekuilibrirt. Në këto verifikime prania e sforcimeve të mbetura 

loz një rol shumë të rëndesishëm. 

4.1.2 Ngarkesa në shtypje 

Nëse do të kishim ekzaminuar modelin e mësipërm hap pas hapi, me rritjen e ngarkesës së aplikuar, 

do të vërenim një sjellje jolineare të sistemit që në vlerat më të vogla të ngarkesës së aplikuar, tamam 

për shkak të gjendjes fillestare të parasforcuar, dmth të sforcimeve mbetëse [25]. 

Një metodë eksperimentale për të vënë në evidencë këtë fenomen është prova në shtypje e kolonave 

profiluara (“stub column test”), që lejon një verifikim indirekt të pranisë së sforcimeve të mbetura dhe 

të influencës tyre në lidhjen themelore sforcime – deformime globale të materialit. 



Figura 4.3 Prova në shtypje me kampionë të profiluar 

Prova ( Fig 4.3) në thelb evidenton uljen e kufirit të proporcionalitetit të të gjithë seksionit transversal 

(σ p ) në krahasim me vlerën e matur në kampionë të thjeshtë të marrë prej materialit (σ 0 ). Kjo ulje 

shkaktohet nga plastifikimi, i cili manifestohet para arritjes së kufirit të rrjedhshmërisë të çelikut, për 

shkak të sforcimeve mbetëse në shtypje. 

Në planin “sforcime mesatare (σ m ) – deformime të aplikuara (ε a )”, kurba karakteristike e kësaj prove 

në shtypje globale ka nje lakore që fillon për σ p < σ 0 dhe që rakordohet me pjesën e pastër plastike të 

provës së kryer në një kampion të vetëm, atëhere kur seksioni është krejtësisht i plastifikuar. 

Eksperimentet e kryera deri më tani kanë treguar që diferenca ndërmjet kufirit të rrjedhshmërisë të 

çelikut σ 0 dhe kufirit të proporcionalitetit të të gjithë seksionit σ p korrespondon tamam me vlerën 



maksimale të sforcimeve të mbetura në shtypje σ R në skajet e fletëve ose në qendrën e murit të 

seksionit. 

Gjithmonë nga prova në shtypje globale merret diagrama e ( fig 4.3) “moduli tangent mesatar (E tm ) - 

deformime të aplikuara (ε a )”, që fillon me vlerën e modulit elastik (E) për vlera të vogla të 

deformimeve dhe me shpejtësi fillon të zvogëlohet për shkak të plastifikimit të prodhuar nga prania e 

sforcimeve të mbetura, derisa bëhen zero në regjim plastifikimi të plotë. 

Në rastin e shufrave në shtypje zvogëlimi i modulit tangent në krahasim me modulin elastik është 

përgjegjës i uljes së kurbës kritike reale në krahasim me parashikimet e teorisë klasike të Eulerit. 

Nëse analizohet fenomeni i paqëndrueshmërisë për ngarkesat e punës të kollonave duke ndjekur 

teorinë e Shanley, e cila lidh sforcimet kritike me modulin tangent sipas formulës: 

2 

/ 

krt 

E t 

mund të krijohet cilësisht një ide e degradimit të prodhuar nga prania e sforcimeve të mbetura në 

kapacitetin mbajtës të elementit. Akoma cilësisht mund të merret me mend në çfarë mase ky degradim 

varet nga plastifikimet lokale që verifikohen në regjimet elasto- plastike prej mbledhjes së sforcimeve 

të mbetura në shtypje dhe atyre prej ngarkesave të jashtme të cilat dobësojnë seksionin në zonat më 

aktive ( skajet e fletëve) në dëm të ngurtësisë në përkulje. 

Nën aspektin sasior ndikimi i sforcimeve mbetëse të saldimit në aftësinë mbajtëse të kollonave ka 

qenë objekt i studimeve të shumta teorike e eksperimentale. Nga këndvështrimi teorik fenomeni është 

analizuar numerikisht nëpërmjet metodave të simulimeve të cilat kanë zëvendësuar aktualisht metodat 

klasike dhe janë te drejtuara në mënyrë të veçantë në ekzaminimin e sjelljes së “shufrave industriale”, 

dmth të prekura nga të gjitha joperfeksionet e shkaktuara nga proceset e përpunimit industrial [26]. 

Përveç fenomenit të qëndrueshmërisë së kollonave, ndikimi jo i favorshëm i sforcimeve mbetëse në 

fenomene të tjera të qëndrueshmërisë ( si p.sh përkulës – përdredhës i trarëve) është studiuar në 

shumë kërkime eksperimentale. 

Megjithkëto është e detyrueshme të saktësojme që jo gjithmonë prania e sforcimeve mbetëse zvogëlon 

aftësinë mbajtëse. Në rastet e tegelave të saldimit të depozituara në skajet e fletëve ose kur piastrat e 

fletëve janë prerë me flakë, manifestohen në skajet e fletëve sforcime mbetëse në tërheqje që 

prodhojnë një efekt të dobishëm kur elementi është i ngarkuar në shtypje, të tillë që aftësia mbajtëse 

mund të rezultojë e njejtë ose edhe më e madhe se ajo e profilit analog të petëzuar. 



4.2 IDENTIFIKIMI I DIFEKTEVE NË STRUKTURAT METALIKE PËR SHKAK TË 

SFORCIMEVE TË MBETURA NË PROCESIN E SALDIMIT DHE RIPARIMI I TYRE 

4.2.1 Të përgjithshme 

Në ditët e sotme përdorimi i strukturave prej çeliku ka marrë një zhvillim të madh. Për mbrojtjen e 

tyre nga korrozioni merren masa mbrojtëse, në përgjithësi përdoret zinkimi në të nxehtë. Por shpesh 

moszbatimi i parametrave të proceseve teknologjike, si dhe mungesa e një plani të mirë të kontrollit të 

cilësisë bëhen shkak që të kemi defekte të ndryshme në strukturat metalike dhe mosgjetja në kohë e 

tyre bëhet shkak për shkatërrimin e tyre. Pikërisht humbja e këtyre koordinatave teknike kanë çuar 

edhe në problemin që do të trajtohet në vijim. 

Këtu më poshtë do të tregojmë mënyrën e identifikimit dhe diagnostifikimin e çarjeve në struktura 

metalike të galvanizuara (me zink) në të nxehtë. Shkak i këtyre çarjeve ishin deformimet mbetëse të 

saldimit. Gjithashtu do të përshkruhen edhe metodat joshkatërruese të përdorura për kontrollin e 

këtyre kollonave me qëllim gjetjen e mikroçarjeve te tjera në zonën përreth defektit si edhe testimet 

shkatërruese dhe vrojtimet kristalografike të kryera në laborator, mbi kampione të marra nga kolona e 

dëmtuar, me qëllim verifikimin e karakteristikave të materialit të përdorur si edhe gjetjen e defekteve 

të ndryshme strukturore të lindura gjatë procesit të prodhimit, saldimit ose galvanizimit të tyre. Më tej 

do të tregohet metodologjia e analizës së proceseve të prodhimit të kolonës, duke përcaktuar kështu 

shkaqet potenciale që kanë shpënë në çarjen e kolonës. Në fund do të jepen edhe zgjidhjet 

konstruktive e aksionet korrigjuese të përdorura për riparimin e kolonës dhe rivendosjen e 

karakteristikave fiziko-mekanike të saj. Për të kontrolluar këtë zgjidhje konstruktive u përdorën 

metodat analitike dhe ato me elemente të fundëm FEM. Për llogaritjen me elemente të fundëm u 

përdor programi Straus 7 bazuar në Eurocodin 3. 

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

Kollonat metalike mbajtëse te defektuara jane pjesë e një ndërtese industriale në TEC-in e Vlorës. 

Detektimi i këtyre çarjeve u bë pas montimit të kolonave në pozicionet e tyre përfundimtare dhe prej 

aty filloi faza e analizës së shkakut të këtyre çarjeve. 

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

Kollonat ishin kollona të përbëra prej dy pjesëve kryesore IPE 400 të lidhura me profile U 100x50 

mm dhe L 80x80 mm në formën e kapriatës. Pas matjeve të kryera u vu re se çarjet kishin një gjatësi 

rreth 10 cm dhe ndodheshin në dy kollona saktësisht në të njëjtën lartësi nga bazamenti, rreth 1.3 m, të 

vendosura si në murin e kolonës, ashtu edhe në dy fletët e saj. 

Për të ndaluar përparimin e mëtejshëm të çarjes në të dy anët e saj u bënë dy vrima të vogla (Figura 

4.4). Gjithashtu u kontrollua zona 250 mm rreth tyre me teste joshkatërruese me pjesëza magnetike 

(Figura 4.5) për të verifikuar nëse do të kishim dhe mikroçarje të tjera në atë zonë. 



Figura 4.4 Hapja e vrimave për ndalimin e çarjes 

Figura 4.5 NDT me pjesëza magnetike 



Rezultati i testeve joshkatërruese ishte pozitiv në faktin se nuk u gjenden mikroçarje të tjera në zonën 

përreth, si edhe në zona të tjera në lartësi të ndryshme të kolonës. 

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

1. Materiali bazë i kolonës nuk ishte sipas specifikimeve teknike. 

2. Fabrikimi i tyre, pra parametrat dhe mënyra e saldimit mund të kishin qenë të gabuara. 

3. Parametrat e zinkimit në të nxehtë (temperatura dhe koha e qëndrimit në vaskë) mund të kishin qenë 

të gabuara. 

Verifikimi i sa më sipër filloi të bëhej në rrugë paralele, për të pasur në një kohë sa më të shkurtër 

informacionin e duhur dhe për të gjetur më pas zgjidhjen e problemit. Analizat e procesit të fabrikimit 

kanë evidentuar shkakun e mundshëm të një defekti të tillë. Gjatë fazës së saldimit të kolonës ka 

ndodhur një përkulje e brendshme e bazës së pafiksuar të kolonës me një vlerë rreth 15-20 mm, për 

shkak të saldimit të pllakave dhe L-ve mbajtëse në komponenten vertikale. Mosvendosja e lidhjeve të 

nevojshme në fundin e kolonës dhe radha e gabuar e kryerjes së saldimit ka shpënë në tërheqjen e saj. 

Për ta rikthyer kolonën në formën korrekte gjeometrike në bazën e kolonës është salduar një profil 

dhe pastaj me anë të një kriku hidraulik është ushtruar forcë në gjendje të ftohtë, duke krijuar kështu 

tensione të brendshme të cilat kanë vlerën maksimale në zonën e salduar. Kuptohet që deformimi i 

kolonës në gjendje të ftohtë, me vlera të larta të kufirit të rrjedhshmërisë së materialit, ka shpënë në 

instalimin e sforcimeve të brendshme me vlera të konsiderueshme, pranë tegelit të saldimit. Kjo 

procedurë është në kundërshtim me rekomandimet e dhëna këtu më sipër. Më pas gjatë procesit të 

galvanizimit, zhytja në banjë të ngrohtë zinku dhe më pas ftohja ka çliruar këto tensione të 

brendshme, dhe për pasojë gjatë transportit dhe shkarkimit të kolonave ka filluar çarja e tyre [27]. 

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

Për t’u përafruar me gjendjen hipotetike të dëmtimit të kolonës, në fundin e saj aplikohet një 

zhvendosje 20 mm (Figurë 4.6); si rrjetë përdoren elementet horizontale të kolonës; për nyjë janë 

zgjedhur pllakat pranë seksionit kritik të kolonës [28].. 

Për këto llogaritje u përdor softi struktural Straus 7, me ndihmën e të cilit u realizua kontrolli i 

gjendjes së sforcuar në seksionin kritik. 



Figura 4.6 Modelimi i kollonës për llogaritje me elementë të fundëm 

Në figurën 4.7 jepet shpërndarja e sforcimeve në pjesën e poshtme të kollonës, ndërsa në figurën 4.8 

jepet shpërndarja e sforcimeve në seksionin kritik, rezultate te marra drejtpërsëdrejti nga softi 

llogaritës. 



Figura 4.7. Sforcimet në pjesën e poshtme të kollonës. 



Figura 4.8. Shpërndarja e sforcimeve në seksionin kritik 

Pasi u bënë llogaritjet e kolonës me metodën e përshkruar më sipër u vu re se sforcimi maksimal në 

seksionin kritik ishte 250 MPa, pranë kufirit të rrjedhshmërisë së materialit. 

Tensioni maksimal në përforcuesen horizontale ishte 134 MPa, ndërsa në përforcuesen diagonale ishte 

141 MPa, në elementët pllakë 171 MPa në pikën e Gausit dhe -235 MPa në pikën e tehut [29]. 



Edhe pse sforcimet në seksionin kritik ishin më të ulëta se kufiri i soliditetit të materialit, 

bashkëveprimi i proceseve të saldimit dhe të galvanizimit në të nxehtë mund të shpjegonin formimin e 

çarjeve të vërejtura. 

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

shkatërruese 

Në funksion të idesë se ndoshta materiali i përdorur nuk ishte sipas specifikimeve teknike u shkua më 

thellë në këtë drejtim duke testuar me prova shkatërruese kampione të marra, si nga zona me defekt, 

ashtu edhe nga ajo e padefektuar e kolonës. Përveç provave mekanike do të bëhej edhe ekzaminimi 

kristalografik i strukturës të kampioneve të marra. 

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

1. Dokumentacioni fotografik: 

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

strukturore. 

3. Prova në tërheqje 

4. Prova në goditje çekiçi i “Sharpit” 

5. Përcaktimi i trashësisë së shtresës së zinkut për njësi të sipërfaqes 

Figura 4.9 Kampioni i marrë nga pjesa e padifektuar e kollonës 



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

Prova në tërheqje 

Rezultatet e testit jepen në tabelën 4.1. 

Marka Pozicioni a/trashësia 

b/gjerësia 

seksioni 

ReH 

Rm 

Ε 

mm 

mm 

mm 2 

N/mm 2 

N/mm 2 

% 

T1 

gjatësor 

me traun 

12.9 19.9 256.71 331.50 470.90 33.33 

Tabela 4.1 Rezultati i testit për provën në tërheqje 



Prova në goditje 

Rezultatet e testit jepen në tabelën 4.2. 

Marka Pozicioni a/trashësia 

b/gjerësia 

Temperatura 

Energjia 

Mesatarja 

mm 

mm 

°C 

J 

J 

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

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

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

. 

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

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

Përcaktimi gravimetrik i masës së njësisë së sipërfaqes së veshjes së materialeve ferroze gjatë 

zhytjes në banjë të nxehtë zinku. 

Rezultatet e testit jepen në Tabelën 4.3. 

Kampioni 

Masa e kampionit 

para heqjes së 

veshjes 

(g) 

Masa 

kampionit 

e 

pas heqjes së 

veshjes 

(g) 

Madhësia e 

sipërfaqes 

së ekspozuar 

të kampionit 

(mm 2 ) 

Masa e njësisë 

së sipërfaqes 

gjatë zhytjes 

në të nxehtë 

(g/m 2 ) 

Spesori 

shtresës 

zinkut 

(μm) 

i 

së 

Me çarje 88.7045 85.1623 2523.43 1403.72 194.96 

Tabela 4.3 Rezultati i testit për përcaktimin gravimetrik të masës së njësisë së sipërfaqes së 

veshjes të materialeve ferroze gjatë zhytjes në banjë të nxehtë zinku 

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

materialit të deklaruar. 



Ekzaminimi Mikrografik i Strukturës 

Kampioni i marrë nga pjesa pa defekte e kollonës 

Në figurën 4.11 tregohet struktura e materialit të kollonës në tre rezolucione të ndryshme. Strukturë 

ferritike me ishuj perliti, prani inkluzionesh jometalike me formë të zgjatur. 

Figura 4.11 Struktura e zonës pa defekte 



Kampioni i marrë nga zona e dëmtuar e kollonës 

Në fotografi tregohet çarja me vrimë për ndalimin e saj. 

Figura 4.12 Fotografi e çarjes me vrimën për ndalimin e saj 

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

zinkaturës 



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

Figura 4.15 Sipërfaqja e çarjes me zinkaturë aderente. 



Figura 4.16 Mikroçarje në afërsi të sipërfaqes së çarjes kryesore 

Në figurën 4.16 duke u nisur nga lartë poshtë vërejmë: 

 

 

 

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

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

Mikroçarja e zmadhuar e fotos së mësipërme 



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

zgjatur 

Rezultatet e testeve 

 

 

 

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

material 

Analizat e kryera tregojnë se çarjet kanë ndodhur gjatë ose menjëherë pas zhytjes në banjon e zinkut; 

ky aspekt evidentohet me zinkun e derdhur në drejtim të sipërfaqes së çarë 

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

4.2.5 Zgjidhja konstrultive e riparimit të kollonave 

Pas rezultateve të testeve dhe ekzaminimit kristalografik u krye ndërhyrja në kollonat e dëmtuara 

duke vendosur pllaka përforcuese të lidhura me bullona në një anë për fletët dhe në të dy anët për 

murin. (Figura 4.18 ). Një lloj garancie për këtë zgjidhje jepte dhe rezultati pozitiv i testimeve 

joshkatërruese. Në këtë pikë u kalua në llogaritjen e soliditetit të lidhjes me bullona në mënyrë 

analitike dhe me elemente të fundmë [30]. 

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

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



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



3.2.6 Kontrolli i lidhjeve me bulona 

Forcat e jashtme maksimale që veprojnë në kolonë, te marra nga llogaritjet per verifikimin e nderteses 

me konstruksione metalike, jepen si më poshtë: 

M dz = 4.6 kNm 

N d = – 1810.6 kN 

M dy = 10.66 kNm 

V d = 58 kN 

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

Bashkimi në murin e kolonës 

Sipërfaqja e murit = 331 x 8.6 = 2846.6 mm² 

Sipërfaqja totale e seksionit = 8450 mm² 

Forca aksiale: 1810.6 x 2846.6 / 8450 = 609.9 kN 

Bulonat 6 M24, klasa 8.8, 2 plane rezistente 

Forca prerëse që vepron në bulon: 

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

Llogaritja në prerje e bulonit: 

S r = 0.6 x 353 x 800/1.25 = 135.5 kN > 51.0 kN 

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

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

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

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

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

Bashkimi me fletën vertikale të kolonës 

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

bulonat 6 M24, klasa 8.8, 1 plan rezistent. 

Forca prerëse që vepron te buloni: 

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



Llogaritja në prerje e bulonit: 

S r = 0.6x353x800/1.25 = 135.5 kN > 119.9 kN 

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

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

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

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

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

Rezultatet e marra nga llogaritjet e mësipërme tregojne se kjo zgjidhje ishte e përshtatshme nga ana 

konstruktive dhe restauronte kushtet fillestare të kollonës. 

4.2.7 Analiza e problemit dhe konkluzione 

Nga studimi i kryer nuk ishte e mundur të identifikohej një indikacion i qartë dhe univok përse kishin 

ndodhur çarjet në kolona. U verifikua që vetitë fiziko-mekanike ishin në përputhje me vlerat që jepen 

nëpër standarde për materialin e dhënë, kështu që supozohet se çarjet janë shkaktuar si pasojë e 

veprimit të njëkohshëm të disa faktorëve: 

1. Çlirimi i sforcimeve të mbetura nga procesi jo i rregullt i saldimit. 

2. Proces jo i përshtatshëm i galvanizimit në të nxehtë (p.sh. parangrohje jo e përshtatshme, koha e 

zhytjes në banjë, përbërje ose temperaturë e gabuar e banjës së zinkut ose zhytja disa herë në banjë e 

pjesëve me përmasa të mëdha si edhe mënyrat e lidhjes, zgavra të strukturës, fenomeni i brishtëzimit 

të metalit, pra humbja e duktilitetit të çelikut në prani të një likuidi të caktuar, kjo dukuri vërehet 

pikërisht gjatë zinkimit në të nxehtë (Liquid Metal Embrittlement – LME; Liquid Metal Assisted 

Cracking – LMAC), siç evidentohen edhe në literaturën shkencore [32]. 

3. Trashësia (dhe trashësia e ndryshme e shtresave të zinkuara), si dhe pamja finale e galvanizimit në të 

nxehtë, janë rezultat i parametrave të ndryshëm: përbërja kimike e çelikut (në mënyrë të veçantë 

përmbajtja e silicit, karbonit dhe fosforit), konditat e sipërfaqes, temperatura dhe përbërja kimike e 

zinkut të përdorur në banjë si dhe koha e zhytjes. 

4. Megjithatë, trashësia e madhe e veshjes, pamja gri e errët, janë njëlloj me pamjen me shkëlqim në 

termat e shkallës së korrodimit atmosferik, siç tregohet edhe në literaturën shkencore. 

5. Analizat e kryera tregojnë se çarjet kanë ndodhur gjatë ose menjëherë pas kohës së zhytjes në banjën e 

zinkut: ky aspekt evidentohet me zinkun e derdhur në drejtim të sipërfaqes së çarë, kështu duke u 

bazuar në verifikimet e mësipërme dhe duke u bazuar në sigurinë e materialit bazë, siç tregohet nga 

analizat, ishte evidente se nuk janë të pritshme çarje të tjera të reja. 



4.3 Raste të rrezikshme për praninë e sforcimeve mbetëse 

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

4.3.1 Shërbim në temperaturë të ulët. 

Ndërsa siç kemi parë më lart, prania e sforcimeve të mbetura nuk e modifikon aftësinë mbajtëse të 

shkatërrimit të një nyjeje të salduar nën aspektin e sjelljes plastike të materialit, kjo nuk vlen nëse e 

njëjta nyje punon në temperaturë të ulët. 

Në këtë rast , në të vërtetë, sforcimet mbetëse, duke vepruar në defektet strukturale, mund te 

kompromentojnë efiçencën e strukturës së salduar duke shkaktuar kolapsin e saj për thyerje të brishtë 

[24]. 

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

sforcimeve mbetëse. 

4.3.2 Përpunime mekanike me heqje ashkle 

Shpërndarja e sforcimeve të mbetura brenda një mase metalike të një produkti është e tillë që formon 

një sistem në ekuilibër. Për këtë arsye , sforcimet në korrespondencë të një sipërfaqeje të lirë të cilat 

veprojnë pingul me sipërfaqen janë zero. 

Në vazhdim të perpunimit me heqje ashkle, sforcimet e shpërndara brenda masës së ashklës së hequr 

eliminohen. Kjo sjell modifikimin e shpërndarjes së sforcimeve në masën që mbetet, në mënyrë që të 

realizohet një konfigurim i ri gjeometrik i sipërfaqes së lirë. Kjo gjë ndodh nëpërmjet deformimeve të 

vogla të njëpasnjëshme të sipërfaqeve që punohen të cilat mund të pengojnë të marrim dimensionet e 

dëshiruara me tolerancat e dhëna. 

Figura 4.19 Shembull i punimit në makina metalprerëse 

4.3.3 Tensokorrozioni , brishtëzimi nga hidrogjeni 

Dihet tashmë që fenomeni i tensokorrozionit rrjedh nga veprimi i kombinuar i një sforcimi në 

tërheqje, më i lartë se një vlerë e caktuar si prag, dhe nga prania e një agjenti korroziv. 



Fenomeni intereson pjesën më të madhe të materialeve metalike të cilët punojnë në ambiente që, në 

mungesë së gjendjes së sforcuar të lartpërmendur, do të mund të konsideroheshin jokritike. 

Rezulton pra që sforcimet e mbetura mund të rezultojnë shumë të rrezikshme për fillimin e fenomenit 

të tensokorrozionit dhe përhapjen e tij deri në një shkatërrim të plotë. Duhet thënë se shkatërrimi nga 

tensokorrozioni paraqitet nga ana makroskopike e brishtë, në dallim me atë që ndodh gjatë 

shkatërrimit (duktil) të të njëjtit material në mungesë të agjentit korroziv ( Figura 4.20 a dhe b)[25]. 

Pra duhet të evidentohet rëndësia e çtensionimit nga tensionet e mbetura të saldimit, e cila duhet të 

kryhet me vëmendje të veçantë ( dhe kryesisht me trajtimin e duhur termik) sa herë që kemi të bëjmë 

me një konstruksion të salduar i cili operon në kushte të favorshme për sulmin nga tensokorrozioni. 

Sforcimet e mbetura kanë ndikim negative edhe në fenomenet e brishtëzimit nga hidrogjeni të çelikut, 

të titanit, të zirkonit dhe të lidhjeve të tyre. Në përgjithsi brishtëzimi nga hidrogjeni është një fenomen 

që provokohet nga absorbimi i këtij elementi, i cili mund të varet nga situata të ndryshme teknologjike 

( prodhimi i çelikut, elektroplakatura, pastrim kimik, etj), ose nga kushte specifike të shërbimit ( tipike 

rastet e industrisë së naftës e petrokimike). 

Është e rëndësishme që të konsiderojmë aspektin e dytë, të rëndësishëm për strukturat e salduara, ku 

për prani të sforcimeve në nivele të larta mund të fillojë shkatërrimi edhe për vlera të vogla ngacmimi 

të jashtëm. Në përgjithsi efekti i sforcimeve të mbetura si pasojë e saldimit mblidhet me efektet për 

shkak të ndryshimeve metalurgjike ( në veçanti kalitja) nga vetë saldimi. 

Natyrisht, keto efekte vihen re më shumë sa më e lartë është rezistenca (ose kufiri i elasticitetit) e 

materialit. Në fakt mund të vërejmë që, ndërsa një çelik me karbon nuk është praktikisht subjekt i 

shkatërrimit për brishtëzim nga hidrogjeni të provokuar nga veprimi i H 2 S, ky fenomen rezulton 

gjithmonë e më evident në çeliqet pak të lidhur ose të bonifikuar. 

Në bazë të konsideratave të derikëtushme, rezulton akoma evidente, kur parashikohen kushte të tilla 

kritike të shërbimit, rëndësia e çtensionimit nga tensionet e mbetura të saldimit në mbrojtje të 

besueshmërisë së konstruksionit. 

Figura 4.20 a dhe b. Shembuj të tensokorrozionit në çelik austenitik inoksidabël për efekt të 

klorureve (a) dhe acidit politionik (b). 



4.3.4 Lodhja 

Ndikimi i sforcimeve të mbetura në përparimin gjatë lodhjes së një çarje si dhe shpërndarja e 

sforcimeve gjatë cikleve të ngarkesës të përsëritura janë tashmë objektiv i një numuri të madh 

programi provash. 

Duhet të konsiderojmë, që në fillim, që prezenca e gjendjeve të sforcuara mbetëse në nyje të salduara 

ndryshojnë raportin efektiv të ngacmimeve në krahasim me atë të aplikuar, me mundësinë, në vecanti, 

të një ndryshimi ndërmjet fazave të tërheqjes dhe atyre të shtypjes (dihet që janë të parat më të 

rrezikshme, për rezistencën në lodhje të një nyjeje). 

Prej kohësh në fakt, përqasja në këtë drejtim tenton të mos konsiderojë shumë raportin e ngacmimit të 

aplikuar R, në praninë e sforcimeve të mëdha në tërheqje, sesa madhësinë e ciklit, të kuptuar si 

diferencë ndërmjet sforcimit maksimal dhe atij minmal [25]. 

Figura 4.21 a dhe b Shembuj të shkatërrimit nga lodhja në saldim: skatola e motorit të një 

makine garish (a); karpenteri mekanike e salduar (b) 

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

Me qëllim që të parandalohen, të reduktohen ose të eliminohen efektet e tërheqjes ose sforcimeve të 

tërheqjes tek saldimet, mund të merren në disa raste masa paraprake të dobishme ose mund të 

ndërhyet gjatë saldimit me procedura ose trajtime oportune, ose mund të përdoren edhe ndërhyrje 

pasi ka përfunduar saldimi. 

4.4.1 Masat paraprake para saldimit 

Masat paraprake që tekniku i saldimit mund të marrë para se të ekzekutojë një nyje të salduar, me 

qëllim që të kundërshtojë efektet e tërheqjes, pa vendosur lidhje të ngurta në copat që do të saldohen, 

duhet ti përgjigjen kriterit themelor të “ushqimit të tërheqjes”. Me këtë shprehje kuptohet krijimi i një 

kushti të përshtatshëm për të cilin tërheqja mund të kryhet në mënyrën më të lirë të mundshme, duke i 

sjellë copat e salduara ekzaktësisht në pozicionin e kërkuar [33]. 



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

3.4.1.1 Deformimi parandalues 

Mund ti jepet copave që do të saldohen një dispozicion ose një deformim të barabartë dhe të kundërt 

me atë që do të provokonte tërheqja. Me këtë metodë mjaft të thjeshtë mund të eleminohen efektet e 

tërheqjes këndore në nyjet kokë më kokë, T dhe me the [7]. 

Në rastin e nyjeve kokë më kokë , mjafton që fletët të vendosen me një kënd ( me planin e 

mbështetjes, nëse saldohet në plan, ose gjithmonë nga krahu i kundërt me atë që ka kontributin termik 

më të madh) në vend që të ishin në të njëjtin plan (Fig. 4.22). Këndi i devijimit, në përgjithsi me 

madhësi prej pak gradësh, duhet të përcaktohet rast për rast, sipas procedurës dhe kushteve operative 

dhe duke u bazuar në eksperiencën e rasteve identike ose analoge krijohet një referim i sigurtë. 

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

Në mënyrë të ngjashme në rastin e nyjeve T, të salduar me një tegel këndor, ushqehet tërheqja duke i 

vendosur copat me një kënd pak më të madh se ai i kërkuar (pak të hapur në rastet e zakonshme të 

nyjeve këndore) (Fig. 4.23). Për nyjet T të salduara simetrikisht me dy tegela këndorë duhet ti jepet 

një paradeformim i lehtë fletës së vazhduar, siç tregohet në Fig. 4.23b. 

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

Në rastin e nyjeve me teh , gjithmonë sipas të njëjtit kriter, duhet të mbyllet pak këndi ndërmjet dy 

fletëve (Fig 4.24). 



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

Në dhënien e këtyre deformimeve duhet gjithmonë të kihet parasysh aftësia deformuese e copave , 

elementët më të hollë e më të lirë tentojnë të deformohen më shumë dhe për këtë është mbi to që në 

kuadër të parandalimit të ndërhyet më shumë. 

Kur duhet të saldohet një tub në një fletë ( Fig. 4.25) me një tegel këndor perimetrik nga jashtë, dy 

tërheqje veprojnë të cilat deformojnë nyjen: tërheqja këndore siç e kemi parë për nyjet T dhe tërheqja 

gjatësore ( perimetrike) e tegelit të saldimit, i cili tenton të reduktojë gjatësinë e perimetrit të salduar. 

Nëse duam që ti parandalojmë këto efekte të tërheqjes , duhet ti japim fletës të mbështetjes të tubit një 

kurbëzim të lehtë në kahun e kundërt. Ky paradeformim është në mënyrë të vecantë i dobishëm në 

rastin e fletëve të holla të salduara me flakë oksiacetileni. 

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



4.4.1.2 Krijimi i një zone elastike 

Mundet që të ushqejmë tërheqjen transversale duke krijuar në elementin më të deformueshëm një 

zonë elastike, që jepet lehtësisht nën veprimin e tërheqjes. 

Figura 4.26 Krijimi i një zone elastike për të ushqyer tërheqjen 

Shembull të këtyre masave janë treguar në Fig 4.26 (ku është krijuar kinse një valëzim i lehtë në 

fletën më të hollë) dhe në (Fig. 4.27 a) në të cilën aplikimi i nyjes buzë më buzë në vend të asaj T, ose 

përgatitja e buzëve të ngritura në vend të atyre të drejta në nyjet kokë më kokë (Fig.4.27b), i garanton 

nyjes një elasticitet të theksuar për të përballuar dhe ushqyer tërheqjen. 

Figura 4.27 Përgatitje që lejojnë elasticitetin e nyjes 



Në Figurën 4.28 janë dhënë dy përgatitje të përdorura në saldimin e tubave me piastrat tubiere të 

shkëmbyesve të nxehtësisë. Kanali rrethor i hapur ka qëllim edhe ushqimin e tërheqjes. 

Figura 4.28 Kanal për të ushqyer tërheqjen ( dhe për të barazuar aftësitë termike të buzëve) – 

Saldim i kryer me procedurën TIG (a) ose me elektrodë të veshur (b) 

Në Fig 4.29 është treguar rasti i vendosjes së një elementi për tu salduar përgjatë gjithë perimetrit të tij 

në një fletë të madhe ( rasti i zakonshëm i riparimeve, mbyllja e një vrime inspektimi, etj). Për të rritur 

tërheqjen i duhet dhënë fletës një kurbaturë të lehtë në formë kupole, tërheqja e saldaturës periferike 

ushtron tërheqje dhe tenton ta drejtojë. 

Figura 4.29 Paradeformimi i piastrës së mbylljes 



4.4.1.3 Vendosja opportune e tegelit të saldimit 

Janë disa raste kur një vendosje opportune e tegelave të saldimit mund të evitojë efektet e 

padëshirueshme të tërheqjes. P.sh në lidhjen T të dy tubave (Fig 4.30): me spesorë të hollë, spostimi i 

linjës së saldimit nga pozicioni a në pozicionin b , pasi janë përgatitur copat në mënyrë opportune, 

duke futur një qafore në tubin vertikal, lejon që të evitohen efektet e padëshirueshmë të tërheqjes 

këndore dhe nëse rritet pak diametri i lidhjes në të dy tubat , evitohet ngushtimi prej tërheqjes 

gjatësore. 

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

4.4.1.4 Konstruksione me panele të parafabrikuara 

Në konstruksionet e salduara komplekse është mirë të procedohet me parafabrikim të pjesëve më të 

thjeshta, duke krijuar panele në të cilët është më e lehtë të kontrollohen shtrembërimet dhe të 

drejtohen ato. Një herë që kemi këto panele të rregullta rezulton më e lehtë të dominohen dhe të 

parashikohen në kompleksin e konstruksionit tërheqjet e përgjithshme. I tillë është rasti psh i 

ndërtimit të anijeve ose kaldajave të mëdha, ku përdoren blloqe të parafabrikuara gati për tu bashkuar 

mes tyre si edhe ndërtimi i karpenterisë së salduar, si psh kur kemi struktura me kapriata të cilat 

shpërbëhen në pjesë të ndryshme që parafabrikohen në ofiçinë dhe pastaj bashkohen mes tyre në 

kantier[34]. 

Në sygjerimin e teknikës së parafabrikimit ndërhyjnë shpesh edhe (ndonjëherë edhe në mënyrë 

dominuese) faktorë të tjerë , nga të cilat thjeshtësia dhe ekonomia e ekzekutimit, mundësia më e 

madhe e impenjimit të saldaturës automatike dhe në fund nevojat e transportit për pjesët e salduara. 



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

Vlorës 

4.4.2 Masat ekzekutive 

Shumë masa mund të merren edhe në vendin e ekzekutimit me qëllim që të kontrollohen ose të 

reduktohen tërheqjet duke u zvogëluar kështu sforcimet e tërheqjes. Nevojat konstruktive shpesh 

imponojnë që të behet një kompromis ndërmjet sforcimeve dhe deformimeve. 

4.4.2.1 Zgjedhja e procedurave të saldimit dhe mënyrave operative 

Kemi parë më sipër sesi procedura e saldimit mund të ndikojë si në madhësinë e tërheqjes ashtu edhe 

në atë të sforcimeve mbetëse të tërheqjes në një strukturë të salduar. 

Tërheqja këndore varet si nga procedura e saldimit ashtu edhe nga mënyra e ekzekutimit, kujdesi më 

i madh është ai i saldimit simetrik në lidhje me aksin ose në planin që dëshirojmë të mos deformohet. 

Kështu përgatitja në formë X është vecanërisht e këshillueshme për nyjet kokë më kokë, sidomos kur 

kanë trashësi që kerkojnë shumë kalime. 

Në nyjet T është e mundur që kompensimi i tërheqjes këndore të bëhet duke salduar në të njëjtën kohë 

në të dy këndet e kundërt dhe duke penguar deformimin këndor të fletës së vazhduar, në rastin e 

nyjeve kryq mjaft që të saldojmë në të njëjtën kohë ose në mënyrë të alternuar në dy këndet e kundërt 

në kulm. 



Përsa i përket tërheqjeve transversale kemi parë sesi procedura oksiacetilenike shkakton tërheqje më 

të mëdha se ajo me hark dhe si në çdo rast aq më e vogël është tërheqja sa më e vogël është gjerësia 

mes buzëve. 

Përsa i përket tërheqjeve gjatësore vlejnë konsiderime të njëjta. Duhet të theksojmë se këto tërheqje, 

gjithmonë të kundërshtuara nga pjesët e ftohta përreth, tentojnë të gjenerojnë deformime për shtypje 

aksiale të vetë pjesëve të ftohta dhe për këtë rezultojnë në mënyrë të veçantë të dukshme për spesorët 

e vegjël, të cilët kanë tendencë të valëzohen. 

Përsa i përket sforcimeve mbetëse në saldim duhet të dallojmë rastin e copave të lira dhe atë të copave 

të penguara. Në rastin e dytë reaksioni i lidhjeve është aq më i madh sa më e madhe të jetë zona e 

ngrohur, dmth aq më e madhe do të ishte tërheqja nëse copa do të ishte e lirë, prandaj në këto raste 

nuk është se pritet shumë nga mënyrat e operimit. 

Këto mënyra operimi mund të jenë efikase në ndryshimin e sforcimeve të tërheqjes nëse copat nuk 

kanë lidhje të jashtme, dmth kur saldatura është subjekt vetëm i lidhjeve të brendshme të shkaktuara 

nga pjesët më të ftohta të vetë copës. Është verifikuar se në saldimin me hark ndonjë përmirësim 

mund të arrihet me kryerjen e saldimit nga qendra në skaje në vend që të kryhet nga njëri skaj në 

tjetrin, ose duke përdorur sistemin e blloqeve dhe duke aplikuar ftohjen e tyre deri në 60˚C. 

Del gjithashtu e nevojshme që për të patur saldime me cilësi të mirë duhet që ato të kryhen me 

material, si ai copave ashtu edhe ai mbushës, të tilla që të lejojnë një deformim plastik të caktuar nën 

veprimin e sforcimeve komplekse, në rastet kur duhet të saldohen nyje me copa me lidhje të jashtme, 

në të cilat nuk është e mundur që të evitohet lindja e sforcimeve nga tërheqja gjatë ekzekutimit të 

saldimit dhe pas përfundimit të tij. 

Duhet pra në këto kushte një saldim që jo vetëm pas përfundimit të ketë karakteristika të larta 

plastike, por që të ketë mundësi edhe në moslindjen e çarjeve gjatë procesit të kryerjes, çarje këto që 

lindin më lehtë kur kushtet e lidhjes së nyjes janë më të rrepta. Tendenca për çarje është më e 

theksuar në kalimin e parë, i cili për efekt të tërheqjes përshkohet nga një tufë me vija forcash, që 

fillojnë nga vetë copat pranë e që dendësohen në seksionin e kufizuar të tegelit dhe që mund të rriten 

me lehtësi më vonë në korrespondencë me parregullsitë e penetrimit shpesh të paevitueshme. Gjatë 

ftohjes materiali mund të kalojë faza shumë më të pafavorshme në përballimin e sforcimeve 

komplekse dhe mund edhe të shkatërrohet nga ato. 

4.4.2.2 Kushtet e lidhjeve dhe radha e ekzekutimit të saldimeve 

Kushtet e lidhjeve të jashtme të copave, të përmendura më sipër, duhet sa të jetë e mundur të 

lehtësohen duke u kufizuar në vendosjen e lidhjeve të cilat pengojnë tërheqjen këndore të saldimeve, 

të cilat ku nuk është e mundur të kryhet një paradeformim, përfaqsojnë një nevojë konstruktive nëse 

duhet qe konstruksioni të mbajë formën e kërkuar, duke i lënë copave liri lëvizjeje në drejtimet e 

tjera. 

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

rrepta për nyjen. 

Për fat të keq në praktikë dhënia e lirisë së lëvzjes së copave nuk është gjithmonë e mundur dhe në të 

tilla raste përdoren të gjitha mjetet të cilat lejojnë ti afrohemi atyre kushteve sa më shumë. Kërkohet 



pra që të ushqehet maksimalisht tërheqja në kufirin e lejuar nga kushtet reale. Më poshtë do të japim 

disa shembuj për ta kuptuar më mirë këtë kriter. 

Në shembullin e Fig 4.32 është treguar rasti i bashkimit të dy copave të një trau të përbërë dopio T. 

Radha më e mirë për saldim do të ishte saldimi i njëkohshëm i tre nyjeve transversale kokë më kokë, 

por kjo nuk mund të realizohet me lehtësi. Radha tjetër e këshillueshme është si më poshtë: saldohen 

në fillim dy nyjet kokë më kokë të fletëve, nëse është e mundur në të njëjtën kohë dhe simetrikisht, 

më pas kryhet një pjesë e përshtatshme e saldimit ndërmjet fletëve dhe murit. Saldohet pastaj nyja 

kokë më kokë ndërmjet mureve dhe në fund kompletohen pjesët gjatësore të saldimit që lidh fletët me 

muret. 

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

Në shembullin e Fig 4.33 tregohet një radhë pune e këshillueshme në saldimin e një paneli të madh në 

plan. Vihet re që nuk duhet në asnjë mënyrë të procedohet në saldimin e pjesëve gjatësore para se të 

kemi salduar nyjet transversale në të cilat mbaron saldimi gjatësor dhe për më shumë duhet të mos i 

arrijmë ato për një distancë jo më të vogël se 300 mm duke i lënë më shumë liri për tërheqje sipas 

aksit të saj nyjes transversale. 

Në rastin e bashkimit të një strukture celulare të një rrjete (Fig 4.34) ndiqet zakonisht kjo sekuencë; në 

fillim përgatiten veçmas paneli plan dhe struktura celulare korrespondente, pra saldimet e bashkimit 

fillojnë nga qendra duke avancuar “si njollë vaji”drejt periferisë në mënyrë që të lejojnë materialin të 

kryejë në mënyrën më të lirshme të mundur tërheqjen e tij drejt zonës qendrore, sipas radhës së 

kryerjes të treguar në figurën 4.34. 



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

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



Në rastin e riparimit të një çarje në një fletë, siç tregohet në (Fig 4.35) është e nevojshme që para se të 

kryejmë riparimin, të çlirojmë fletën në një zonë të caktuar përreth çarjes, në mënyrë që të lejojë që 

tërheqja, që shpesh nuk mund të kryhet ose mundet në kurriz të plasticitetit të materilait, të mund të 

ushqehet nga një zonë e gjerë në mënyrë të mjaftueshme. Saldimin është mirë që ta kryejmë duke u 

drejtuar drejt skajit të lirë. 

Figura 4.35 Riparimi i një çarjeje në një skelet anijeje ( zona e rrethuar tregon zonën në të 

cilën duhet të hiqet çdo lidhje). 

Edhe parangrohja e lokalizuar , në rastin e materilaeve të brishtë, mund të shfrytëzohet me qëllim 

zvogëlimin e sforcimeve të saldimit duke ushqyer tërheqjen. 

Parangrohja duhet të fillojë para saldimit në mënyrë që zona e nyjes të arrijë në regjimin termik të 

dëshiruar, por duhet më pas të vazhdojë gjatë gjithë kohës së saldimit. 

Një rast i përhapur i parangrohjes së lokalizuar është ai i riparimit të detaleve të gizës, me qëllim 

eleminimin e sforcimeve mbetëse në këtë material të brishtë, pak rezistent ndaj sforcimeve në 

tërheqje. Parangrohja duhet të aplikohet në mënyrë të tillë që të tentojë të rrisë distancën në mes 

buzëve që do saldohen kështuqë duke ndaluar më pas saldimin e parangrohjen, copa të mund të 

tërhiqet në mënyrë uniforme në gjithë volumin e saj pa prodhuar sforcime. 

Po sjellim në Fig 4.36, 4.37 dhe 4.38 tre raste të thjeshta të riparimit me saldim të detaleve të derdhura 

prej gize, duke treguar zonat e parangrohjes deri në temperaturë 500˚-600˚C. Shihet sesi parangrohja 

tenton të largojë buzët e nyjes gjatë saldimit. Mundet kështu të ushqejmë tërheqjen gjatë ftohjes dhe 

si pasojë të zvogëlojmë ose eliminojmë sforcimet e mbetura në nyjen e përfunduar. 



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

4.4.3 Ndërhyrjet pas saldimit 

Metoda të ndryshme, që do të shohim këtu mund të përdoren me qëllim zvogëlimin ose eliminimin, 

pas përfundimit të saldimit, të deformimemeve ose sforcimeve të tërheqjes. 

4.4.3.1 Ngrohje të tërheqjes 

E kemi thënë edhe më sipër principin e ngrohjes së tërheqjes, ato konsistojnë në një ngrohje të 

lokalizuar që në sajë të trashjes në të nxehtë të materialit, mund të shkurtojë gjatësinë e fibrave të tij 

pas përfundimit të ftohjes. Le të shohim dy shembuj: 

Saldimi AB i kryer në copën e dhënë në Fig 4.39 ka krijuar harkimin e saj siç tregohet në figurë. Për 

të drejtuar këtë copë mund të aplikohen ngrohjet e tërheqjes përgjatë sipërfaqes më të zgjatur, duke 

kryer penetrime trekëndore në zonën e shpënë në temperaturën e trashjes (600˚-800˚C). 

Saldimi i fletëve të holla shpesh provokon valëzime prej ngarkesave të punës në drejtimin gjatësor. 

Mund të hiqen deformimet duke aplikuar një seri ngrohjesh të tërheqjes në faqet e fletëve në mënyrë 

që ti vemë nën sforcim. 

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

përbërë T 



4.4.3.2 Trajtimi i çtensionimeve në furrë 

Principi i këtij trajtimi qëndron në faktin se në temperaturë të lartë, kufiri i rrjedhshmërisë së 

materialit zvogëlohet praktikisht në vlera të papërfillshme. Për shembull në rastin e çelikut me karbon 

në intervalin e përfshirë ndërmjet 600˚ dhe 650˚C kjo vlerë është në rendin 40 – 50 N/mm 2 . Pra duke 

ngrohur një strukturë të salduar në këto temperatura dhe duke e mbajtur për një kohë të mjaftueshme, 

sforcimet çlirohen duke u reduktuar në vlerën e kufirt të rrjedhshmërisë për këtë temperaturë. Si 

pasojë e këtij fenomeni në strukturë zhvillohen deformime plastike prej të cilave pas trajtimit termik 

përmasat e saj paraqesin ndryshime pak a shumë të ndjeshme [35]. 

Gjithashtu eliminohen pikat me fortësi të lartë (që mund të jenë të ndjeshme në rastin e spesorëve të 

mëdhenj prej çeliku me kalitshmëri të lartë, pavarësisht masave të marra). Kjo zbutje sëbashku me 

çtensionimin nga tensionet e mbetura, parandalon në një masë të madhe mundësinë e thyerjeve të 

brishta. 

Trajtimi termik i çtensionimit kryhet praktikisht duke e futur të gjithë strukturën e salduar në furrë 

dhe duke e ngrohur avash ( me gradient të ulët të temperaturës, psh më të vogël se 6000˚C/h e pjestuar 

me spesorin maksimal në mm) në mënyrë që të garantohet një shpërndarje uniforme e temperaturës në 

masën metalike. 

Koha e qëndrimit në furrë në 600˚ - 650˚C është në proporcion me spesorët që përbëjnë strukturën (në 

përgjithsi 2min për çdo milimetër) dhe megjithatë nuk duhet të jetë më pak se 30 min. Edhe ftohja 

kryhet në mënyrë që të mbahet uniforme temperatura në masën metalike, përndryshe do të lindnin të 

tjera sforcime të brendshme. Edhe shpejtësia e ftohjes është e lidhur me spesorin maksimal të 

strukturës. 

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

 

 

 

 

Në saldimin e çeliqeve me rezistencë të madhe 

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

Depozita nën presion, në veçanti ato me rëndësi 

Struktura të salduara, subjekt i punimeve të mëtejshme mekanike. 

Një mundësi e ndërmjetme ndërmjet trajtimit global në furrë dhe atij të lokalizuar është trajtimi që 

kryhet duke futur në furrë vetëm një pjesë të elementit që do të trajtohet. 

Efiçenca e çtensionimit të arritur varet ndërmjet të tjerave, nga gradient i temperaturës në pjesën e 

mbetur jashtë furrës gjatë trajtimit e lidhur kjo me praninë e ndryshimeve të formës konstruktive në 

këtë pjesë. 

Si rrjedhojë, çtensionimi i kësaj pjese mund edhe të mos kompletohet. Si përfundim trajtimi është në 

gjendje të eliminojë me efikasitet sforcimet më të larta dhe variacionin e madh të tyre si pasojë e 

pranisë së tegelave të saldimit. 



4.4.3.3 Trajtimi termik i lokalizuar 

Është zgjidhja e pranuar kur nuk ka mundësi të kryhet trajtimi i plotë i strukturës në furrë ( rasti i 

strukturave të mëdha ose i saldimeve të kryera në montim). 

Kjo metodë përdoret me shumë kujdes, duke u kufizuar në rastet në të cilat përdorimi i saj mund të 

sjellë një përfitim real përsa i përket sforcimeve të brendshme.në fakt, gjithmonë nëse i referohemi 

rastit të çelikut me karbon, është e nevojshme të kihet parasysh se ky trajtim kryhet me ngrohje lokale 

deri në 600˚ - 650˚C të një zone kufiri i rrjedhshmërisë në të cilën zvogëlohet në vlera të 

papërfillshme. Zona e ngrohur tenton të zgjatet, por duke u ndaluar nga masa e ftohtë përreth saj 

deformohet plastikisht duke u trashur. Më pas gjatë ftohjes është akoma masa e ftohtë përreth që 

pengon shkurtimin, për këtë përfundimisht krijohet një gjendje e sforcuar në tërheqje në zonën e 

ngrohur, të cilën e ekuilibron një gjendje e sforcuar në shtypje në zonën e ftohtë përreth saj. Kjo 

gjendje e sforcuar është ndryshe nga ajo paraardhëse (e krijuar nga saldimi), për një zgjerim të zonës 

në tërheqje, e cila nga nyja e salduar zgjerohet deri në kufijtë ndërmjet zonës së ngrohur dhe asaj të 

mbetur e ftohtë. 

Në praktikë i vetmi rast kur trajtimi i lokalizuar sjell përmirësime është rasti i nyjeve perimetrale të 

tubacioneve ose në përgjithsi konstruksione me gjeometri cilindrike të lira për tu zgjatur sipas aksit 

gjatësor. Në këtë rast kjo metodë përdoret duke ngrohur një zonë përreth tegelit të saldimit ( në 

përgjithsi të gjerë sa 6 spesorë të tubit). 

Në këtë rast ekziston mundësia nga ana e tubit që të pësojë deformime perimetrike shumë të vogla, të 

cilat reduktojnë kushtet e vetëpengimit të pjesës së ngrohur gjatë zgjatjes duke e bërë minimal 

trashjen në këtë zonë. Për këto lloje nyjesh pra ekziston mundësia që të kemi një efekt të çtensionimit. 

Kjo metodë përdoret në praktikë duke ngrohur një zonë përreth nyjes së salduar, duke theksuar se 

gjerësia e kësaj zone varion edhe në mënyrë të konsiderueshme duke u bazuar në kriteret përbërës së 

normave e kodeve internacionale. 

Duhet të preçizojmë se konsiderimet e mëspërme nuk përdoren për nyjet gjatësore të tubave, për të 

cilat trajtimi i lokalizuar nuk jep asnjë avantazh. 

Duhet theksuar që pjesa më e madhe e trajtimeve termike lokale të çtensionimit veprojnë kryesisht si 

një riardhje e strukturës e cila kthehet në pak duktile si pasojë e cikleve termike të saldimit. Trajtimi 

termik i lokalizuar nuk eleminon gradientet e forta të sforcimeve ekzistuese në zonën termikisht të 

prekur të nyjeve, por stabilizon në vetë nyjet ( në ZTN dhe në zonën e materialit direkt pranë saj në 

të dy krahët) sforcime mbetëse jo të papërfillshme, funksion i llojit të çelikut, të temperaturës së 

trajtimit dhe përmasave të elementit. 

Si pasojë, rezultati i një trajtimi të lokalizuar i kryer me kriteret e mësipërme është natyrisht i 

ndryshëm nga ai i trajtimit në furrë i kryer në të gjithë strukturën. Megjithatë mungon një eksperiment 

që të tregojë pasojat reale praktike që një diferencë e tillë mund të sjellë, psh përsa i përket rrezikut të 

thyerjes së brishtë. 



4.4.3.4 Trajtimi i tërheqjes me flakë 

Koncepti i saj rrjedh direkt nga ajo që kemi parë se cfarë ndodh gjatë aplikimit të përkohshëm të një 

ngarkese në një telajo e cila përfaqsonte modelin e një nyjeje të salduar. Në fakt aplikimi i një 

ngarkese në tërheqje e cila vepron sipas aksit të tegelit provokon një rrjedhje plastike të zonës në 

tërheqje e cila shpie pas heqjes së ngarkesës në një shpërndarje të re të sforcimeve gjatësore, me 

zvogëlimin e atyre maksimalë. 

Në rastin e këtij trajtimi tërheqja e nyjes bëhet sëbashku me ngrohjen e dy zonave anash tegelit. 

Lindin kështu zgjatjet termike që shpien në rrjedhje viskoze të dëshiruara në zonën qendrore të 

tërhequr (Fig 4.40). Efekti termik shfrytëzohet kështu vetëm për provokimin e një efekti mekanik 

tërheqjeje në nyjen e salduar [36]. 

Gjithashtu është oportune që dy zonat anësore të ngrohura të mbajnë deformimet e tyre jo shumë 

jashtë fushës elastike, duke evituar probleme të trashjes të cilat do të ndryshonin rezultatin. 

Deformimet plastike duhet të ndërhyjnë kryesisht në zonën qendrore që është e ngarkuar në kufirin e 

rrjedhshmërisë dhe është e detyruar të ndjekë për harmoni zonat anësore. Për këtë arsye temperatura e 

zonave anësore nuk duhet të kalojë 200˚ - 250˚C, ndërsa pozicioni, fuqia termike dhe shpejtësia e 

përparimit të flakës duhet të rregullohen në funksion të trashësisë dhe përmasave të elementëve që 

përbëjnë nyjen. 

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

pandryshuara pas trajtimit. 

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



4.4.3.5 Rrahja me çekan 

Rrahja me çekan në saldim mund të zgjidhë një detyrë të dyfishtë, të drejtojë copat e deformuara dhe 

të reduktojë sforcimet e mbetura nga saldimi. Ajo është në gjendje të prodhojë deformime plastike 

lokale të cilat nëse janë provokuar në mënyrë oportune, mund të kënaqin të dy qëllimet për të cilat 

përdoren. 

Shembuj eksperimentalë të rezultateve të arritura me rrahjen me çekan janë treguar në diagramën e 

Fig 4.41 për sforcimet gjatësore dhe në Fig 4.42 për sforcimet transversale. Këto diagrama tregojnë 

reduktimin e sforcimeve në rastin e fletëve me lidhje të jashtme të marra pas rrahjes në të ftohtë të 

kalimeve të fundit [7]. 

Rrahja me çekan duhet të kryhet kalim pas kalimi, në mënyrë që të zgjasë gradualisht zonat që janë 

subjekt i sforcimeve, dhe të kryhet nga persona ekspertë. Ajo në fakt me rritjen e deformimeve 

plastike, mund të prodhojë sforcime të rrezikshme në zonat përreth, duke përforcuar materialin si 

edhe duke përkeqsuar cilësitë e disa çeliqeve në lidhje me vjetërimin. Si pasojë nuk është e 

këshillueshme të kryhet, në praktikën e konstruksionit, rrahja me çekan pas kalimit të fundit, duke 

munguar në këtë rast efekti i trajtimit termik në kalimet e mëpasshme. 

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



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



KAPITULLI V 

5. METODAT E MATJES SË SFORCIMEVE MBETËSE 


Matja e sforcimeve të mbetura mund të konsiderohet një degë e një lënde me karakter më të 

përgjithshëm, që është matja e gjendjeve të sforcuara dhe të deformuara me to të lidhura. 

Në përgjithsi mund të dallojmë metodat shkatërruese dhe ato joshkatërruese. Tek të parat është i 

mundur një dallim tjetër ndërmjet metodave shkatërruese të vërteta dhe ato pjesërisht shkatërruese (siç 

është p.sh prania e vrimave të vogla tek copa, të cilat nuk kompromentojnë në pjesën më të madhe të 

rasteve, funksionimin e mëtejshëm). 

Principet në të cilat bazohen metodat shkatërruese (dhe ato pjesërisht shkatërruese) janë të njëjtat që 

përdoren për vlerësimin e sforcimeve si pasojë e ngarkesave të jashtme. Në këtë rast matja e 

sforcimeve rezulton relativisht e thjeshtë, duke pranuar që materiali ka një sjellje të tipit elastik dhe 

duke konsideruar vetëm sipërfaqet e copës (kufizime këto, në përgjithsi, të konsideruara të 

pranueshme)[7]. 

Për më tej është e qartë që matja e zgjatjes të një elementi sipërfaqsor të copës, të marrë si referim, 

është e mundur përderisa kemi të njejtin subjekt në kushte të ngarkesës, dhe njohim gjendjen e tij të 

referimit (pa ngarkesë) në mungesë të ngacmimeve.Natyrisht që është më e vështirë matja e gjendjes 

së sforcuar dyaksiale, për të cilën duhet të kryhen matje në të paktën tre drejtime. Deformimet 

korrespondente në elementët e referimit mund të interpretohen me ligjin e Hooke. Ekstensimetrat 

elektrikë, ekstensimetrat e lëvizshëm dhe riveshje sipërfaqsore fotoelastike janë metodat më të 

përhapura, me futjen në kohët e fundit të teknikave olografike. Në përgjithsi teknika e matjes dhe 

vlerësimit është thjeshtuar nga njohja e drejtimit të sforcimeve kryesore, që mund të përcaktohet p.sh 

me përdorimin e bojrave special me sjellje të brishtë. 

Si në rastin e sforcimeve të krijuara nga ngarkesat e jashtme, edhe ato mbetëse mund të përcaktohen 

duke shkarkuar komponenten, duke ditur diferencat ndërmjet dy rasteve, ose nëse mungojnë ngarkesat 

e jashtme del e nevojshme të hiqet një pjesë e komponentes së ngacmimit për shkak të materialit 

përreth. Për këtë qëllim, merren porcione të materialit për pjesën që po studiohet ose në raste të tjera 

aplikohen hapje për të lejuar elementin që matet të deformohet, duke e çliruar pjesërisht nga lidhjet e 

materialit përreth. 

Këto metoda përdoren ndonjëherë në rastin e trarëve, të fletëve ose të trupave me simetri cilindrike. 

Kuptohet që ato mund të japin indikacione të dobishme vetëm në rastin kur rekuperimi elastik i 

materialit, pas heqjes totale ose parciale të elementit që do të matet, të jetë analitikisht i 

përshkrueshëm. 

Në të gjitha metodat e matjes së sforcimeve mbetëse mbajtja konstante e temperaturës është shumë e 

rëndësishme për arritjen e rezultateve të sakta. Gjithashtu është i rëndësishëm edhe kujdesi gjatë 

marrjes së elementëve. Një aspekt i dytë për tu vlerësuar, gjithmonë për arritjen e rezultateve të sakta, 

është nevoja që materiali të mos kalojë kufirin e tij të rrjedhshmërisë. 



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

Në shumë raste mund të jetë e mjaftueshme të vlerësohen sforcimet e mbetura duke pranuar që ka një 

shpërndarje me përparësi njëaksiale, me mundësinë e një shpërndarjeje jouniforme të sforcimeve në 

seksionin transversal. 

Metodat e matjes për shpërbërje parashikojnë, në përmbledhje, që komponentja të jetë e ndarë në një 

numër të përshtatshëm elementësh të hollë ( siç është rasti i një trau të përbërë dopio T, fig 5.1) sipas 

drejtimit kryesor (x) të sforcimit [7]. Në një përafrim të parë mund të gjejmë sforcimin σ x nëpërmjet 

relacionit: 

 

 

x 

E x 

Prerja bëhet me anë të një sharre dhe deformimi matet me anë të një ekstensiometri të lëvizshëm ose 

ekstensiometër elektrik. Të parët lejojnë një matje që i referohet një elementi me gjatësi më të madhe, 

nga 100 deri në 250 mm, gjë që bën të preferueshëm matjen e sforcimeve që ndryshojnë pak në 

gjatësinë e matjes. Ekstesiometrat elektrikë, që janë më të ndjeshëm, lejojnë një matje që i referohet 

një elementi me përmasa më të vogla, por fijet e lidhjes mund të komplikojnë ekzekutimin e prerjes. 

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

Sigurisht që më komplekse është matja e gjendjes së sforcuar dyaksiale. Në rastin më të thjeshtë, dy 

drejtimet ortogonale x dhe y janë të shoqëruara me sforcimet normale σ x dhe σ y duke pranuar që ato 

janë konstante në drejtim të spesorit (siç është rasti i spesorëve të vegjël për shembull). 

Ekstensiometrat janë të vendosur zakonisht në të dy krahët e komponentit, dhe pas kësaj priten 



element kuadratë rreth 30 x 30 mm. Pasi marrim deformimet ε x dhe ε y , bëhet e mundur llogaritja e 

sforcimeve korresponduese σ x dhe σ y në bazë të ligjit të Hooke: 

 

x 

E 

 

E 

 

x 

 

y 

 

1 

 

y 

 

y 

 

2 

x 

1 

 

2 

Për të përcaktuar plotësisht gjendjen e sforcuar janë të nevojshme të paktën tre drejtime matjesh të 

shoqëruara nga po aq ekstensiometra me tre elementë. Metoda e përshkruar është përdorur me sukses, 

në rastin e rezervuarëve të përmasave të mëdha. 

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

Një problem i përbashkët i të gjithë metodave të matjes të gjendjeve të sforcuara treaksiale është 

përqasja e vështirë në pjesën qendrore të komponentit, në funksion të matjes së sforcimeve normale 

në sipërfaqen e elementit. Megjithatë disa metoda mund të aplikohen, duke pranuar p.sh si të njohura 

drejtimin e tre sforcimeve kryesore, p.sh në përputhje me drejtimet kryesore të gjeometrisë së 

komponentit. 

Një lloj metode matjeje për shpërbërje e përdorur në elementët kënddrejtë, me trashësi të vogël ose të 

mesme, të karakterizuar nga një saldaturë qendrore u zhvillua nga Rosenthal e Norton. Për këtë rast , 

mund të jetë me interes që të njohim variacionet e sforcimeve të mbetura gjatësore e transversale në 

drejtim të spesorit. Për këtë qëllim merren dy blloqe të hollë materiali, në drejtimin gjatësor dhe 

transversal të nyjes, në mënyrë oportune të paisur me ekstensiometra në të dy faqet (fig.5.2). 

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

Më pas, merren dy shtresa të holla në qendër të spesorit të bllokut, e kështu hap pas hapi, shtresa të 

mëtejshme duke vazhduar në drejtim të sipërfaqeve të paisura me ekstensiometra, të cilët masin nga 

hera në herë deformimet në vetë sipërfaqet. Metoda për shpërbërje është në fakt e kombinuar me 

metodën e heqjes të shtresave të njëpasnjëshme ( shumë herë e përshkruar më sipër). Në këtë mënyrë, 



mund të përcaktohet sforcimi gjatësor nëpër blloqe, sëbashku me sforcimet prerëse që veprojnë në to. 

Sforcimet që veprojnë në drejtim të spesorit, më pas, llogariten nëpërmjet ekuacioneve relative të 

ekuilibrit të trupit të ngurtë të vazhduar. Duke u bazuar në standardin ASTM E 837, kjo metodë u 

përdor për gjetjen e shpërndarjes së sforcimeve të brëndshme sipas trashësisë. 

5.4 Metoda me hapje vrimash (metoda bazë) 

Kjo është një metodë alternative e asaj të sipërpërmendur, për matjen e gjendjes së sforcuar treaksiale, 

e bazuar në eksperimentet e kryera nga Mathar. Kjo metodë parashikon hapjen e vrimave të 

tejpërtejshme në trashësi dhe matjen e deformimeve në drejtimin radial ( Fig 5.3) nëpërmjet sferave 

matëse ose ekstensiometrat elektrikë të vendosur përreth vrimës [37]. 

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

radiale 

Duke matur deformimet në drejtimin x dhe y, është e mundur që të gjejmë sforcimet σ x dhe σ y 

nëpërmjet teorisë së elasticitetit të zbatuar për një plan pafundësisht të hollë, në të cilin është hapur 

një vrimë rrethore, e cila është subjekt i një gjendjeje të sforcuar njëaksiale [38]. Duke zëvendësuar të 

dhënat ( diametri i vrimës d 0 =12 mm, baza e matjes me diametër d=16 mm, υ = 0.3) mund të shprehen 

sforcimet në funksion të deformimeve Δx dhe Δy: 

x 

y 

 

y 

x 

 

 

x 

E0.99* 2 

0.38* 2 

 

 

y 

E 

d d 

0.99* 2 

0.38* 2 

 

d d 



Nëse duam të shprehim deformimin radial në funksion të sforcimeve σ x dhe σ y është e mundur duke 

futur parametrat A dhe B, funksione të karakteristikave elastike të materialit dhe të gjeometrisë së 

sistemit të matjes [39]: 

r 

A 

B cos 2 

 

x 

A 

B cos 

y 

 

2 

duke ditur që: 

 

 

1 

A 

2 

d 

0 

2E 

 

d 

(1 ) 

B 

 

 

4 

2E 

 

2 

d 

0 d 

0 

1 

 

 

3 

 

 

d d 

4 

 

 

 

 

 

 

Në rastet e sforcimeve të mbetura dyaksiale në drejtim të panjohur, janë të nevojshme që të kryhen 

matje në të paktën tre drejtime të ndryshme ( relacionet e mësipërme nuk janë të vlefshme për këtë 

rast të përgjithshëm). Për këtë qëllim, kjo metodë parashikon në versionin e saj të përgjithshëm 

përdorimin e ekstensiometrave ( Fig 5.4), të cilët kane për qëllim të përcaktojnë, përvec deformimeve, 

edhe këndin β ndërmjet drejtimit të sforcimeve kryesore σ 1 dhe drejtimit të matjes σ x [ . 40]. 

Figura 5.4 Pozicionimi i ekstensimetrave 



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

 

 

 

 

tan 2 

 

00 

2 

Në përgjithsi, saktësia e matjeve për këtë metodë varet, nga pozicionimi i elementeve të matjes karshi 

vrimës. Në rastin “sferave matëse”, ato mund të jenë pozicionuar 1mm nga perimetri i vrimës, ndërsa 

për ekstensiometrat kjo vlerë përfshihet në intervalin ndërmjet 2.5 dhe 4 të raportit d/d 0 . 

 

 

00 

 

45 

 

 

90 

 

90 

 

Nga ana tjetër diametri i vrimës varet nga përmasat e elementëve të matjes ( për shembull, diametri d 0 

baraz me 1.5 – 3.0 mm dhe bazat e matjes baraz me 10 mm përdoren zakonisht). 

Duhet të kujtojmë qe kjo metodë bazohet në modele të tipit elastik, për të cilën prania e gjendjeve të 

sforcuara pranë kufirit të rrjedhshmërisë dhe/ose mundësia e deformimeve plastike mund të 

fallsifikojnë rezultatet, duke na dhënë indikacione absolutisht të pabesueshme. 

5.5 Disa metoda të tjera për matje 

5.5.1 Metoda me hapje të vrimave qorre 

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

metodën e vrimave qorre. 

Duke pranuar që gjendja e sforcuar nuk ndryshon ose ndryshon në mënyrë të papërfillshme menjëherë 

poshtë sipërfaqes së komponentit (pra në funksion të kuotës z),metoda me vrima qorre mund të 

përdoret duke bërë një modifikim tek parametrat A* dhe B*, të përshkruar më sipër ( në mënyrë 

indikative, thellësia e vrimës t mund të pranohet sa 1.2 e diametrit të saj). Nga ana tjetër, është e 

mundur që të njihet edhe ndryshimi i sforcimeve të mbetura në funksion të kuotës z duke aplikuar 

këtë metode në formë rritëse, duke ndryshuar kështu gradualisht thellësinë e vrimës t [41]. 

5.5.2 Metoda me heqje të trupave rrethor 

Një alternativë e metodës me hapje vrimash është metoda që parashikon matjen e gjendjes së 

deformuar në komponente pasi ka nxjerrë nga vetë ai blloqe me gjeometri cilindrike, me përmasa të 

përshtatshme, në përputhje me sistemin e matjes. 

Kjo metodë mund të konsiderohet një alternativë e metodës me vrima qorre, në rastin e sforcimeve 

konstante ose të ndryshueshëm në lidhje me kuotën z. 

Principi është lejimi i sipërfaqes së referuar, me gjeometri rrethore, të zgjerohet tërësisht duke 

eliminuar të gjitha lidhjet e krijuara nga materiali përreth. Për këtë qëllim hapet një vrimë cilindrike 

deri në një thellësi minimale, përtej së cilës nuk verifikohen rilaksime të mëtejshme të sipërfaqes. 

Pasi kemi gjetur një bazë të mirë matje, është e mundur që të gjejmë analitikisht sforcimet σ 1 dhe σ 2 , 

duke iu referuar modelit elastik të sjelljes së materialit ( ligji i Hooke). 



 

1 

2 

E 

 

2 

1 

 

 

 

00 

45 

90 

135 

 

1 

2 

 

1 

2 

2 

2 

1 

 

 

 

 

2 

00 

90 

E 

90 

135 

Në fakt është e mundur më tej që të aplikojmë të njëjtat relacione të përshkruara për metodën me 

hapje vrimash, duke patur parasysh rregullimet e nevojshme në funksion të numurit të pikave të 

matjes. 

4.5.3 Matja e sforcimeve të mbetura me difraksion të rrezeve X 

Ndër metodat joshkatërruese për matjen e sforcimeve të mbetura një rëndësi të vecantë merr ajo e 

bazuar në difraksionin e rrezatimeve të jonizuara, në vecanti rrezet X. 

Principi fizik bazohet në difraksionin që ndodh për shkak të ndërveprimit ndërmjet rrezatimit dhe 

rrjetës kristaline të materialit, i cili rezulton të jetë funksion i konstanteve të rrjetës dhe si pasojë e 

gjendjes së sforcuar të aplikuar tek materiali, e cila krahasohet me gjendjen e pasforcuar të rrjetës [7]. 

Në vecanti vërehet se një tufë monokromatike e rrezeve X, e cila bie mbi sipërfaqen që po 

kontrollohet pingul, prodhon efekte të difraksionit që mund të vërehen në një distancë të caktuar nga 

aksi i tufës rënëse me sisteme të përshtatshme treguese ( filma radiografikë ose metoda të tjera). 

Analitikisht, nëse θ përfaqson këndin e difraksionit (këndi i Bragg), λ gjatësinë e valës së tufës 

(zakonisht përdoren vlera të barabarta me 0.05 – 0.23 nm) dhe d distancën e rrjetës, mund ti lidhim 

këto madhësi me një relacion të thjeshtë trigonometrik. 

2 * 

d *sin 

 

 

n 

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

Në aspektin eksperimental (Fig 5.5), është e mundur të marrim vlerën e këndit të Bragg në funksion të 

distancës r të difraksionit maksimal në lidhje me aksin e tufës rënëse dhe në distancën e matjes a: 

1 

arctan 

2 

Duke konsideruar distancën e rrjetës d 0 në mungesë së gjendjes së sforcuar, është e mundur qe të 

gjejmë gjendjen e deformuar me relacionin e mëposhtëm: 

 

 

d d 

d 

0 

0 

r 

a 

 

 

 

 



Për marrjen e vlerave të gjendjes së sforcuar dyaksiale është e nevojshme që të kryhen të paktën tre 

matje sipas këndeve të ndryshëm ( për shembull: φ, φ + π/4, φ + π/2), duke përdorur në çdo rast kënde 

të ndryshme matje ψ kundrejt aksit vertical z. 

Me këtë metodë sipërfaqja e matjes varion nga 0,1 në 1 mm 2 , thellësia e matjes është rreth 10 μm. 

Kështu pra që është e mundur të procedohet me matje në thellësi, për rritje të njëpasnjëshme të 

thellësisë. 

Avantazhi kryesor i kësaj metode është natyrisht fakti që nuk është shkatërruese dhe lejon matje 

shumë të sakta. Nga ana tjetër ajo mund të paraqesë kufizime të mëdha në rastin e materialeve të 

karakterizuar nga një orientim i fortë i mikrostrukturës ( psh, të prodhuar me punim në të ftohtë). 

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

5.5.4 Matja e sforcimeve mbetëse me difraksion neutronesh. 

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

X. 

Një diferencë e dukshme vjen nga thellësia e ndryshme e penetrimit (maksimumi 20 μm në rastin e 

rrezeve X), ndërsa për neutronet mund të arrijë deri në 50 mm në rastin e celikut, 300 mm në rastin e 

lidhjeve të aluminit dhe 30 mm për lidhjet e nikelit ( duhet të konsiderohet,në këtë ndryshim, se rrezet 

X të përdorura për këto qëllime veprojnë me materien në nivelin e shtresave elektronike të jashtme, 

ndërsa tufat e neutroneve arrijnë të penetrojnë materien në nivelin e bërthamës). 



Një rrjedhojë e rëndësishme është pra që metoda me difraksion neutronesh është në gjendje të na japë 

informacion për një gjendje të sforcuar treaksiale, në dallim me atë me difraksion të rrezeve X. 

Kjo metodë në praktikë, parashikon përdorimin e një tufe neutronesh me seksion të barabartë me 50 

mm 2 , të marrë nga reaktorët atomikë ose nëpërmjet sincotronit. Kjo tufë më pas ngushtohet me mjete 

të përshtatshme, për shembull më kadmium, në mënyrë që të zvogëlohet ndjeshëm seksioni 

transversal duke matur kështu sa më pak vëllim materiali që të jetë e mundur ( nga 10 deri në 100 

mm 3 ). Tufa e difraktuar drejtohet në një sistem kapës, në të cilin arrin e ngushtuar në mënyrë të 

përshtatshme. 

Kjo metodë përdoret për matje në sektorë të rëndësishëm si ai bërthamor, industrinë e avionëve, 

ndërtimeve në det, zakonisht në xhuntot me shumë kalime. 

5.5.5 Matja e sforcimeve mbetëse me metoda akustike 

Metodat e tipit akustik, edhe këto të tipit joshkatërrues, janë bazuar në relacione të njohura ndërmjet 

shpejtësisë së përhapjes të valëve ultrasonore dhe disa karakteristika elastike të materialit, të cilat janë 

funksion i gjendjes së sforcuar. 

Në fakt kjo metodë është bazuar në ndryshimin e shpejtësisë së përhapjes së valëve gjatësore, 

transversale dhe sipërfaqsore për shkak të gjendjes së sforcuar. Shpesh përdoren valë ultrasonike 

sipërfaqsore të prodhuara nga një dhënës të montuar tek copa (frekuenca ndryshon nga 2 deri në 10 

MHz). 

Sasia e madhe e volumit të materialit të përfshirë në matje, sjell natyrisht matje jo shumë të sakta. Një 

aspekt që nuk duhet neglizhuar është ndikimi i mikrostrukturës në shpejtësinë e përhapjes së valëve, e 

cila detyron në taratura paraprake me blloqe kampione që përfaqsojnë copën reale. 

5.5.6 Matja e sforcimeve mbetëse me metoda magnetike 

Prania e sforcimeve të mbetura përcakton ndryshime në vetitë magnetike të materialeve. Ky konstatim 

është baza e matjes së sforcimeve mbetëse me metoda magnetke të karakterit sipërfaqsor. Vetitë 

magnetike, në veçanti ato që ndikohen nga gjendja e sforcuar janë efekti Barkhausen e tipit 

magnetoinduktiv ose magnetoakustik, rritja e përcjellshmërisë ndaj rrymave të induktuara, 

magnetostrikshon. 

Siç e kemi thënë në rastin e metodave të tipit akustik, edhe këto karakteristika janë shumë të lidhura 

me tipin e mikrostrukturës dhe orientimin e saj, gje kjo që shpie në nevojën e një tarature precise 

paraprake. 

Si përfundim, kemi të bëjmë me metoda me interes në fushën e kontrollit të cilësisë për kohën e 

shkurtër të matjes dhe mundësinë e automatizimit. Duhet të konsiderojmë që nëpërmjet kombinimeve 

të përshtatshme të teknikave, të bazuara në veti të ndryshme magnetike, është e mundur të arrijmë një 

pavarësi të konsiderueshme në lidhje me saktësinë e metodave të taraturës së përdorur. 



ANALIZA E REZULTATEVE TË MARRA DHE PËRFUNDIME 

Analiza termike e procedurave të ndryshme të saldimit rezulton të jetë shumë komplekse, por është e 

domosdoshme të njohim kushtet termike në afërsi të nyjes së salduar me qëllim që të kontrollojmë 

fenomenet metalurgjike gjatë saldimit. 

Me interes të vecantë është përcaktimi i temperaturës më të lartë në zonën termikisht të ndryshuar, i 

shpejtësisë së ftohjes në zonën e shkrirë dhe atë termikisht të ndryshuar si edhe i shpejtesisë së 

ngurtësimit të materialit bazë. Përcaktimi i këtyre parametrave na lejon që të kemi tregues shume të 

dobishëm si për deformimin dhe sforcimet e mbetura si pasojë e gradientëve termikë të shkaktuar nga 

procesi i saldimit ashtu edhe për ndryshimet metalurgjike si pasojë e shpejtësisë së ftohjes së zonave 

të sjella në temperaturë të lartë. 

Kurbat e variacionit të shpejtësisë në lidhje me kohën janë nxjerrë me matje të kryera në nyje prej 

çeliku për konstruksione të salduara kokë më kokë. Ashpërsia termike e ciklit përfaqsohet nga 

shpejtësia e ftohjes. Në ashpërsinë termike ndikojnë kryesisht këta faktorë: 

 

 

 

Karakteristikat e procesit të saldimit dhe mënyra e kryerjes, nga të cilat varet nxehtësia specifike që 

futet, dmth energjia e futur nga burimi termik për njësinë e gjatësisë së nyjes. 

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

Parangrohja eventuale e copave që do të saldohen ( nga 50˚ deri në 300˚), e cila bëhet në disa raste 

tamam për të ulur shpejtësinë e ftohjes. 

Ashpërsia e ciklit termik zvogëlohet me rritjen e nxehtësisë specifike të futur dhe temperaturës së 

parangrohjes, ndërsa rritet me rritjen e trashësisë së copave. 

Ndër përfundimet e nxjerra nga eksperimentet e kryera janë me rëndësi ato që i referohen krahasimit 

të shpejtësisë së ftohjes në nyje tipike saldimi. 

Në saldimin e nyjeve kokë më kokë të kryer me disa kalime, ku secili prej tyre kryhet ne regjim 

perfekt identik përsa i takon temperaturës fillestare dhe nxehtësisë së futur për njësi gjatësie, 

shpejtësitë e ftohjes në kalimet e fundit janë më të mëdha se tek i pari. 

Në nyjet T shpejtësia e ftohjes për kalimin e parë është më e lartë se në nyjet kokë më kokë, për të 

njëjtën nxehtësi të futur për njësi gjatësie. 

Në përgjithsi për çelikun mund të thuhet me një përafërsi të kënaqshme, që ndërhyn në mënyrë 

efiçente në marrjen e nxehtësisë kryesisht materiali që nuk është më larg se 75 mm nga burimi i 

nxehtësisë së saldimit. 

Në rastet e çeliqeve jo të lidhur dhe pak të lidhur, një parametër përfaqsues i shpejtësisë së ftohjes 

është t 8/5 , i përcaktuar si koha e nevojshme për të kaluar, në një pikë të caktuar, gjatë ftohjes, 

intervalin e temperaturave nga 800˚ ne 500˚ C. Ky parametër mund të përcaktohet si analitikisht ashtu 

edhe grafikisht. 

Në përfundim të këtyre vëzhgimeve, në menyrë tërësisht cilësore, po japim disa konsiderata si ndikon 

paramentri t 8/5 në ecurinë e disa karakteristikave mekanike të nyjes, duke ditur ndikimin e tij në lidhje 

me mikrostrukturën. 



Rezilienca e nyjes së salduar zvogëlohet me rritjen e t 8/5 . 

Temperatura e tranzicionit të tenacitetit T t në zonën e ndryshuar termikisht tenton gradualisht të rritet 

me rritjen progressive të t 8/5 

Fortësia maksimale e cila arrihet në zonën termikisht të ndryshuar zvogëlohet me rritjen e t 8/5 . 

Eksperimentet e kryera kanë treguar se për të njëjtin vëllim të materialit mbushës të depozituar, 

tërheqja transversale është në përpjestim të zhdrejtë me trashësinë e tegelit, ndërsa është në përpjestim 

të drejtë me sasinë e nxehtësisë së futur dhe me gjerësinë e tegelit të saldimit. 

Tërheqja si pasojë e trashjes së fletëve në nyjet T varet kryesisht nga sasia e nxehtësisë së futur, nga 

seksioni i tegelit të saldimit dhe nga vetë trashësia e fletëve. Tërheqja rritet me rritjen e së parës dhe 

zvogëlohet me rritjen e së dytës dhe të tretës. Metodat më të avashta të saldimit gjithmonë kanë 

tendencën e rritjes së tërheqjes nëse copat janë të lira. 

Eksperimentet kanë treguar që: tërheqja tërthore në nyjet kokë më kokë rritet me rritjen e seksionit të 

saldaturës, por me shpejtësi më të vogël sa më e madhe të jetë trashësia per tu salduar. Pastaj tenton të 

stabilizohet për vlera që ndodhen në intervalin ndërmjet 3-4 mm. 

Me eksperimentet e kryera kemi konfirmuar ndikimin e dukshëm të seksionit të saldaturës si pasojë e 

formave të ndryshme të përgatitjes së buzëve për saldim në vlerën e tërheqjes transversale. Në provat 

e kryera me saldim me hark në një fletë me trashësi 12 mm dhe përgatitje në formë X të buzëve 

tërheqja është më e vogël sesa ne formë V. Për çfarëdo lloj përgatitje tërheqja është aq më e madhe sa 

më i hapur të jetë këndi i zmusos e më e madhe distanca ndërmjet buzeve. 

Tërheqja tërthore varet gjithashtu edhe nga lloji i saldimit. Është treguar që saldatura oksiacetilenike 

prodhon tërheqje më të mëdha se ajo me hark elektrik, për shkak të shpejtësisë më të vogël të shkrirjes 

dhe gjerësisë më të madhe të banjos. 

Përsa i përket ndikimit të faktorëve ekzekutivë të saldimit në tërheqjen transversale është gjetur se kjo 

tenton të rritet me numurin e kalimeve, gjithashtu edhe tërheqja këndore është shumë e ndikuar nga 

numuri i kalimeve dhe tenton të rritet me rritjen e tyre. 

Tërheqja transversale ndikohet edhe nga tipi i nyjes. Është treguar që tërheqja më e vogël prodhohet 

nga nyjet T të salduara me pjesë të alternuara të ndjekura nga ato të salduara me pjesë ballë për ballë 

dhe më pas nga ato me tegel këndor të vazhduar, tërheqje më të mëdha japin nyjet me mbivendosje 

dhe akoma më të madhe ato kokë më kokë. 

Eksperimentet e kryera për vlerësimin e tërheqjes gjatësore kanë treguar që për një seksion të tegelit 

të saldimit, madhësia e tërheqjes zvogëlohet me rritjen e seksionit të fletëve. Pasi kalohet një vlerë e 

caktuar e seksionit të fletëve, tërheqja tenton të jetë konstante. 

Sforcimet gjatësore të mbetura të saldimit janë ato me vlerë më të madhe, sepse në drejtimin gjatësor 

kemi në mënyrë të paevitueshme kushte të vetëpengimit më të rrepta, ndërsa vlera e sforcimeve 

transversale varet nga procedura e saldimit ( mbi të gjitha ka përparësinë nxehtësia specifike e futur e 

cila ndikon shumë në tërheqjen transversale të nyjeve të gjata) si edhe shkalla e lidhjeve të aplikuara 

për të penguar ose kufizuar deformimet. 



Përfundimet më të rëndësishme që mund të nxirren nga eksperimentet e kryera për studimin e 

sforcimeve të mbetura të saldimit mund të përmblidhen në pikat e mëposhtme. 

Në shpërndarjen e sforcimeve transversale vihet re se: 

 

 

 

 

Sforcimet transversale vështirë që mund të kalojnë 100 N/mm 2 , kur saldohet me tërheqje të lirë. Kur 

kampionët inkastrohen paralel me nyjen e salduar, kjo vlerë mund edhe të dyfishohet. 

Sforcimet transversale maksimale verifikohen në një shirit mbi aksin e nyjes, ato janë positive (në 

tërheqje) në zonën qendrore dhe negative ( në shtypje) në ekstremet e nyjes. 

Ngrohja më e gjerë ( saldimi me flakë oksiacetileni ose me procedura që kërkojnë intensitet të lartë të 

rrymës elektrike, si me hark të zhytur ose me elektroskorje) prodhon vlera maksimale të sforcimeve 

transversale pak më të vogla se ato të prodhuara nga ngrohja më e ngushtë ( saldim me hark me 

elektrodë të veshur, MIG, MAG, TIG) në rastin e kampionëve të lirë. Në rastin e kampionëve të 

inkastruar ndodh e kundërta, dmth saldimi me hark manual prodhon sforcime transversale më të vogla 

se ato të proceseve të mekanizuara të përmendura më lart. Kjo është në harmoni me faktin që tërheqja 

transversale tenton të rritet me rritjen e gjerësisë së zonës së ngrohur, dhe kështu është llogjike që 

edhe sforcimet që përfaqsojnë këto deformime të penguara, tentojnë të rriten me to. 

Skajet e nyjeve rezultojnë zakonisht të shtypura në drejtimin transversal. Kjo shpërndarje e 

sforcimeve transversale është një avantazh, sepse i bën më pak të rrezikshme defektet e ekstremiteteve 

( zgavra, jovazhdueshmëri e formës, paplotësueshmërinë, etj), të cilat janë shumë më frekuenete në 

skaje sesa në zonën qendrore. 

Në shpërndarjen e sforcimeve gjatësore vihet re se: 

 

 

 

 

 

Sforcimet gjatësore, duke ditur që saldatura kryhet gjithmonë në kushtet e një vetëpengimi të fortë, 

kanë vlera të mëdha dhe në nyjet e gjata arrijnë me lehtësi kufirin e elasticitetit të materialit dhe mund 

të provokojnë deformime plastike të zonës së salduar. 

Saldimi manual me hark prodhon sforcime maksimale më të larta se ato të shkaktuara nga procedura 

që karakterizohen nga kontribut termik më i madh. Shpesh në të dyja rastet, por më shpesh në rastin e 

harkut manual, kalohet kufiri i elasticitetit. 

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

Sforcimi gjatësor që është pak a shumë konstant përgjatë gjithë nyjes, bëhet zero për arsye të 

ekuilibrit në skaje. Pjesa e rënies duket të jetë në rangun 100-200 mm. Copat shumë të shkurtëra kanë 

sforcime gjatësore më të vogla. 

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

sforcimeve gjatësore. 

Sforcimet gjatësore dhe transversale mund të arrijnë vlera të konsiderueshme në drejtim të trashësisë 

së copës, ndërsa sforcimet e mbetura pingule kanë vlera relativisht të ulëta sipas këtij drejtimi. 



Modeli i ndërtuar me element të fundëm, për studimin e shpërndarjes së sforcimeve të mbetura 

gjatësore sipas trashësisë në funksion të nivelit të mbushjes së nyjes si edhe shpërndarjes tyre në 

sipërfaqe në distance të ndryshme nga aksi i tegelit të saldimit dhe rezultate që përputheshin me ato të 

marra nga eksperimentet. 

Edhe duke patur të gjithë kujdesin për te kufizuar sforcimet e brendshme dhe përqëndrimin e tyre, 

shpesh është e paevitueshme prezenca e tyre në nyjet e salduara, kryesisht në konstruksione 

komplekse. Duke qenë se masat e marra nuk lejojnë që të parandalohet formimi i sforcimeve të 

saldimit, rrjedh rëndësia e materialit, karakteristikat plastike të të cilit duhet të zbusin sforcimet e 

krijuara nga saldatura. 

Nga modeli analog mekanik i ndërtuar dhe eksperimentet e kryera rrjedh se nëse nyja e salduar është e 

ngarkuar statikisht në tërheqje atëhere sforcimet mbetëse të saldimit nuk e ndryshojnë aftësinë 

mbajtëse të saj, sepse materiali është në gjendje të modifikojë shpërndarjen e sforcimeve nëpërmjet 

rrjedhjes plastike. 

Ndërsa në rastin kur nyja është e ngarkuar në shtypje sforcimet mbetëse të saldimit kanë një ndikim të 

madh negativ, përsa i përket qëndrueshmërisë së nyjes. 

Është shumë e vështirë që të gjejmë shpërndarjen efektive të sforcimeve të mbetura, e cila është lidhur 

ngushtë me rastet e veçanta dhe e ndikuar nga një numër i madh faktorësh. Nga ana tjetër, për arsye 

mbrojtëse, normativat konsiderojnë uniforme shpërndarjen e sforcimeve të mbetura dhe të barabarta 

me kufirin e elasticitetit të materialit, si në fushën e mekanikës së frakturës, ashtu edhe në atë të 

lodhjes e tensokorrozionit. 

Në kushte të tilla, duke qenë se normativat janë shumë konservative, me qëllim shfrytëzimin sa më të 

mirë të materialit, merret shtytje për të vazhduar studimet për një vlerësim më të saktë të gjendjes së 

sforcuar në raste të veçanta praktike. 



REFERENCAT 

[1] Withers P.J.: “Encyclopedia of materials science and technology”, (ed. K.H.J. Buschow et 

al.); 2001, Oxford, Pergamon 

[2] Bouchard P.J.: “Encyclopedia of materials science and technology”, (ed. K. H.J. 

Buschow et al.), 2001, Oxford, Pergamon. 

[3] J. Goldak, A. Oddy, M. Gu, W. Ma, A. Mashaie and E. Hughes, “Coupling Heat 

Transfer, Microstructure Evolution and Thermal Stress Analysis in Weld Mechanics”, in L. 

Karlsson, M. Jonsson and L-E. Lindgren (eds), IUTAM Symposium on the Mechanical 

Effects of Welding, Springer Verlag. 1992. 

[4] Goldak J,Bibby M,Moore J, House R, Patel B. “Cmputer modeling of heat flow in 

welds”. Metall Trns B 1986 

[5] D.Radaj: “Heat Effects of welding”, 1992, New York, Springer 

[6] S.Kou: “Welding Mtallurgy”,2003,New York,USA,Wiley-Intersience 

[7] Istituto Italiano della Saldatura: “Tensioni e deformazioni in saldatura”. 

[8] Radaj D.: “Welding residual stresses and distortion, Calculation and measurement”. 

[9] Flavenot J.F.: “Handbook of measurement of residual stresses”, (ed. J. Lu), pp. 35-48; 

1996, Lilburn, GA, Society for Experimental Mechanics. 

[10] Franxois M., Sprauel J.M., Dehan C.F., James M.R., Convert F., Lu J., Lebrun J.L., Ji 

N. and Hendricks R.Ë.: “Handbook of measurement of residual stresses”, (Ed. J. Lu), pp. 71- 

131; 1996, Lilburn, Ga, Society For Experimental Mechanics. 

[11] Ëithers P.J. and Bhadeshia H.K. D.H.: “Residual stress. Nature, origins and 

measurement”. 

[12] Lindgren, L-E., Runnemalm, H., and Nasstrom, M., “Simulation of multipass welding 

of a thick plate,” Int. J.Numer. Methods Eng., 44. 

[13] Free JA, Porter Goff RF. “Predicting residual stress in multi – pass weldments with the 

finite element method.Comput struct 1999; 32(2);365-78. 

[14] Y. Ueda and H. Murakawa, “Applications of computer and numerical analysis 

techniques in welding research”, JËRI, vol. 13, no. 2, 1984. 

[15] API 579: “Fitness for service evaluation of pressure vessels and equipment”. 

[16] Schajer, G. S., “Application Of Finite Element Calculations To Residual Stress 

Measurements,” ASME J. Eng. Mater. Technol., 103(2), 1981. 



[17] Dong, P., Zhang, J., and Li, M. V., “Computational Modelling of Weld Residual 

Stresses and Distortions – An Integrated Framework and Industrial Applications,” ASME 

PVP, 373, Fatigue, Fracture, and Residual Stresses, 1998. 

[18] A. De, T. DebRoy, “A smart model to estimate effective thermal conductivity and 

viscosity in the weld pool”, Journal of Applied Physics, vol. 95, n.9, 2004. 

[19] A Lundback, “CAD – support fo heat input in FE-model, Mathematical Modelling of 

Weld Phenomena 6, 2002, pp 1113 -1121. 

[20] Goldak J, Chakravarti A, Bibby M., “A new finite element model for welding heat 

sources”, Metall Trans B,15B: 1984. 

[21] J.A.Goldak, A. Chakravarti, M Bibby, “A new finite element model for welding heat 

sources”, Metallurgical Trans B, 1994, 15B,pp 299-305 

[22] Murthy YVLN, Rao Vencata G, Iyer Krishna P. “Numerical simulation of weldingand 

quenching process using transient thermal and thermo-elasto-plastic formulations. Comput 

struct 1996:60(1):131-54. 

[23] Jonsson M, Josefson BL., “Experimentally determined transient and residual stresses in 

the Butt-welded pipes”, J Strain Anal, 23(1), 1998 

[24] K.Masubuchi: “Analysis of welded structures”, 1981, Oxford, England, Pergamon 

Press. 

[25] D.A.Price,S.W.Williams,A.Wescott, C.J.C. Harrison, A.Rezai, A.Steuwer,M.Peel, 

P.Staron and M.Kocak: “Science and Technology of Welding and Joining”, 2007,12,620-633. 

[26] BS 7910:2005: “Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic 

structures”. 

[27] Mechanics and Mechanisms of fracture /An Introduction Alan Liu (1993) 

[28] Giulio BALLIO e Claudio BERNUZI (2008) Progettare costruzioni in acciaio. 

[29] UNI EN 1993-1-1:2005-Eurocode 3- Design of steel structure- Part 1-1: General rules 

and rules for buildings 

[30] Giulio BALLIO e Federico M. MAZZOLANI ( 2009) Strutture in Acciaio: sistemi 

strutturali-sicurezza e carichi-materiale unioni e collegamenti- resistenza e stabilita. 

[31] UNI EN 1998-1-8:2005-Eurocode 3- Design of steel structure- Part 1-8: Design of 

connecting devices. 

[32] ASM Handbook, Corrosion, fundamentals, testing and protection.(1994) 



[33] D Camilleri, T Comlekci and T.G.F.Gray: “Journal of strain analysis for Engineering 

design”,2005,40,161-176. 

[34] Jonson M, L Lindgren LE. “Deformation and stresses in but-welding of large plates 

with special reference to the mechanical material properties”.J Eng Math Tech 1995;107:265- 

70 

[35] British Energy R6, Revision 4. 

[36] T.Nagy, S.W.Williams, P.a.Colegrove, I.Fafiolu and C.R.Ikeagu: Proc.2 nd International 

Workshop on “Thermal Forming and Welding Distorsion”, Bremen, Germany, 22-23 April 

2008. 

[37] Determining residual stresses by the hole-drilling strain-gage method”. ASTM standard 

E 837. 

[38] Timoshenko S and J.M.Goodier, “Theory of Elasticity”.New York: McGraw-Hill 

(1951) 

[39] Rendler N.I and I.Vigness, “Hole-drilling Strain-gage method of measuring residual 

stresses”.Proc SESA XXIII,No2.577-586(1996). 

[40] Schajer. G.S and Tootoonian, M, “A new rosette design for more reliable hole-drilling 

residual stress measurements”. Experimental mechanics, Vol 37, No 3, pp 299-306, 1997. 

[41] Niku-Lari, A.J. Lu and J.F. Flavenot, “Measurement of residual stress distribution by 

the incremental hole-drilling method”.Experimental mechanics 25: 175-185 (1995).

M.Sc. Klodian Gumeni - Fakulteti Inxhinierise Mekanike

Create successful ePaper yourself

Delete template?

Save as template ?