licenta taxan

5/9/2018 licenta taxan - slidepdf.com

http://slidepdf.com/reader/full/licenta-taxan 1/82

1. Metode computaţionale în studiul fiabilitǎţii

conductelor fabricate din oţel slab aliat utilizat la

transportul aburului viu



TEMA 1

Metode computaţionale în studiul fiabilitǎţii

conductelor fabricate din oţel slab aliat utilizat la

transportul aburului viu

2



Memoriu de prezentare

Pentru a face faţă sarcinilor la care este supusă instalaţia, materialele de construcţie,tubulaturii, etc., care lucrează sub presiune, trebuie să dispună de garanţie de calitate pentru

caracteristicile mecanice, compoziţia chimică, proprietăţile tehnologice şi fizice.

Prima parte a acestui proiect cuprinde un studiu al stării structurale şi al comportării

oţelurilor folosite în construcţia tubulaturii de abur viu din centralele termoelectrice la durate

corespunzătoare datelor de prelevare a epruvetei.

Scopul acestui studiu este de a controla dacă materialul se încadrează în normele impuse

pentru exploatare şi dacă se poate continua exploatarea.

Lucrarea conţine analize metalografice şi încercări mecanice efectuate conform normelor

în vigoare, rezultate experimentale şi interpretarea rezultatelor.

Materialul pus la dispoziţie pentru încercări a fost un tronson de ţeavă de oţel termo-

rezistent 15MoMC12.

Epruvetele pentru studiu au fost prelevate longitudinal şi transversal faţă de direcţia de

laminare. Încercările mecanice sau efectuat la temperaturile: 20º, 510ºC, 540º, 560ºC, 565ºC,

570º, 580º, 590ºC, în acest interval cuprinzându-se şi temperatura de regim. Duritatea s-a

determinat la aceleaşi temperaturi, iar rezilienţa la 20ºC.Analizele metalografice s-au efectuat la puteri măritoare de 100 :1; 500 :1; 1000 :1 în trei

puncte pe grosimea peretelui ţevii. Analiza structurală la puterea 100 :1 s-a făcut pentru a

determina caracterul general al structurii iar analiza făcută la 500 :1 şi 1000 :1 oferă informaţii în

legătură cu constituenţii fini.

Punctajul sa determinat direct prin citire pe proba.

Analiza structurală la puterea măritoare 100 :1 a permis observarea următoarelor aspecte:

oţelul prezintă o structura ferito-perlitică poliedrică cu puţină perlită.

Atât la puterea măritoare 500 :1 şi 1000 :1 se constată în deosebi carburi insulare la limita

grăunţilor de ferită. Se observă în unele cazuri carburi de forma peliculară la limita grăunţilor.

Încercările mecanice arată că toate valorile determinate la rece sunt superioare valorilor

de catalog minime prescrise de acesta pentru starea de livrare.

3



Studierea variaţiei proprietăţilor mecanice cu temperatura arată o comportare care se

încadrează în cea a oţelurilor slab aliate termorezistente şi caracteristicile păstrează o aliură

convenabilă. Această formulare decurge din faptul că pentru acest oţel nu se dau valorile

caracteristice mecanice la temperaturile la care s-au făcut încercările astfel încât rezultatele nu

pot fi comparate direct.Pentru a putea anticipa variaţia caracteristicii R 0,2 în timp (în funcţie de numărul de ore de

funcţionare) s-a folosit un program cu ajutorul căruia au obţinut expresiile analitice ale legilor de

variaţie acestui parametru la diferite temperaturi.

De asemenea s-au obţinut şi legile de variaţie a caracteristicilor mecanice cu temperatura

pentru proba cu ore de funcţionare. Aceste expresii permit tragerea unor concluzii referitoare la

posibilitatea unor concluzii referitoare la posibilitatea utilizării materialului respectiv şi în

condiţiile altor regimuri de temperatură decât în punctele studiate experimental.Prin tema proiectului a fost solicitată proiectarea unui sistem de încălzire care să poată

permite obţinerea unor temperaturi într-o plajă largă de valori până la 700ºC. A fost ales un

sistem de încălzire indirectă cu rezistoare, materializat de un cuptor de joasă temperatură în care

transmisia se realizează prin radiaţie şi prin convecţie.

Piesa se încadrează în categoria pieselor cu pereţi subţiri.

Sistemul de încălzire permite măsurarea temperaturii în trei puncte distincte ale epruvetei,

lucru care permite aprecierea exacta a temperaturii de încălzire mărind deci precizia datelor

obţinute experimental.

Cuptorul este astfel dimensionat încât temperatura cămăşii exterioare să fie sub 44ºC

eliminându-se problemele legate de protecţia muncii.

4



CAPITOLUL I

Studiu al caracteristicilor mecanice şi structurale a oţelurilor

slab aliate utilizate în construcţia de transport a aburului viu în

centralele termoelectrice

5



Oţelurile folosite în termocentrale trebuie să prezinte bune proprietăţi mecanice,

stabilitate şi rezistenţă la coroziune, precum şi conductivitate termică, dilataţie şi modul de

elasticitate de valori acceptabile.

Funcţie de presiunea de lucru şi temperatura de exploatare, se utilizează fie oţeluri

carbon, fie oţeluri aliate în special cu Cr, Mo sau Cr- Ni.Când presiunea de lucru nu depăşeşte pmax = 6 [MPa] şi temperatura de exploatare Tmax =

400ºC se utilizează oţeluri carbon OLT 35K şi OLT45K (STAS 8148 – 87) şi oţeluri aliate

16Mo3, 14CrMo10, K410, K460, K510 (STAS 2883 / 3 – 88).

Presiunea de lucru pmin = 15[MPa] şi temperatura T = 550ºC se utilizează oţeluri feritice şi

martensitice. Aceste oteluri au următoarele caracteristici:

- limită bună la fluaj şi rezistenţă la oboseală la temperatura de exploatare;

- tenacitate atât la temperatura ambiantă cât şi la temperaturi ridicate;- punctele de transformare fazică sunt la temperaturi mai ridicate decât cele la care se

întrebuinţează;

- rezistenţă la coroziune la agenţi chimici şi o rezistenţă la uzură prin erodare.

Oţelurile austenitice se utilizează pentru tubulatura care lucrează la temperatura de T =

800ºC în cazul duratei scurte de funcţionare şi temperatura T = 700ºC la durată mare de

funcţionare. Sunt oţeluri aliate cu 14÷30%Cr şi 8÷35%Ni şi elemente ca: Mo, W, Ti, Nb, V, Cu,

Si, Mn, N în cantitate mică şi cu conţinut sub 1% C. structura austenitică a acestor oţeluri este

durificată prin precipitarea unor faze secundare (carburi, carbonitruri,compuşi intermetalici).

Proprietăţile mecanice ale oţelurilor folosite în termocentrale la temperaturi ridicate sunt

influenţate de compoziţia chimică, de microstructură şi de mărimea grăuntelui. Rezistenţa de

rupere, limita de fluaj a acestor oţeluri, se pot îmbunătăţi prin adaosuri de Mo, Ti şi Nb.

La oţelurile austenitice Cr –Ni, carburile sunt instabile în domeniul 427 - 870ºC,

precipitate la limita grăunţilor şi micşorează rezistenţa la coroziune, dar nu micşorează rezistenţa

la rupere sau tenacitatea la temperatura ambiantă. Oţelurile austenitice Cr-Ni pot suferi o

îmbătrânire în timpul exploatării, având ca rezultat fragilizarea, aceasta v-a fi micşorată dacăoţelul are adaosuri de Ti sau Al.

Influenţa nichelului. Oţelurile aliate cu Ni costă mai mult, deoarece preţul Ni este un

preţ de conjunctură. Oţelurile aliate cu Ni, fig 1.

6



Are o structură perlitică, prezintă o alungire şi o rezilienţă cu totul deosebită şi au

rezistenţă la ridicată.

Oţelurile martensitice, fig. 2, au o rezistenţă la rupere şi limită de elasticitate foarte

ridicată, dar alungirea specifică este mică, de aceea nu au o utilizare practică prea mare, deoarece

sunt fragile şi greu de prelucrat.

Figura 1. Diagrama structurală a oţelurilor aliate cu Ni.

Figura 2.

Variaţia

proprietăţilor

mecanice cu

conţinutul de Ni.

Oţelurileaustenitice au o

7



rezistenţă la rupere şi limită elastică de valori mici, însă alungirea şi gâtuirea specifică au valori

mari.

Nichelul neformând carburi,nu are nici o influenţă asupra durităţii oţelului în stare

recoaptă. Nichelul se asociază cu elemente care formează carburi (Cr, W, Mo) obţinându-se

astfel oţeluri cu proprietăţi mecanice net superioare. Influenţa manganului. Manganul nu formează carburi speciale, ci o carbură MnxC care este

miscibilă total în cementită. Oţelurile aliate cu Mn, fig.3, prezintă aceleaşi structuri ca şi cele cu

Ni, dar este necesară o cantitate mai mică pentru a schimba structurile. Un oţel cu 0.2%C şi 12%

Mn este austenitic, pe când acelaşi oţel aliat cu Ni are o structură perlitică. Manganul provoacă o

creştere a rezistenţei la rupere în stare recoaptă.

p r o p r i e t a t i m e c a n i c e

Figura 3. Variaţia proprietăţilor mecanice cu conţinutul de Mn.

Pentru un conţinut în carbon de 0.55% şi un tratament termic corect, manganul face să

crească R r , R p0.2 şi HB si să scadă alungirea.

Oţelurile austenitice aliate cu Mn,prezintă o tendinţă mare la ecruisare,datorită acestui

fapt ele au o curbă de tracţiune constant ascendentă. Tendinţa mare de ecruisare a oţelurilor

austenitice, aliate cu Mn, face dificilă prelucrarea lor prin aşchiere. Adaosuri mici de Mn provoacă creşteri importante ale călibilităţii. Manganul nu conferă bune proprietăţi magnetice

oţelului.

8



Influ enţa cromului .Oţelurile cu conţinut mic de carbon şi cu 18% Cr, sunt feritice la orice

temperaturi. Când conţinutul în carbon creşte, oţelul poate fi austenitizat şi în consecinţă şi călit.

În funcţie de conţinutul de C şi Cr, fig 4, oţelurile pot fi perlitice (1.67%C şi 0÷ 8%Cr ),

martensitice (0 ÷1.66% C şi 8÷18% Cr) se caracterizează prin duritatea sa mare prin carburile

stabile formate, care conferă oţelului o mare rezistenţă la uzură şi bune calităţi de aşchiere.Durificarea oţelurilor cu Cr este însoţită de o micşorare a rezilienţei şi a alungirii, pentru a anula

acest efect se adaugă cantităţi de Ni.

Călibilitatea oţelului creşte cu conţinutul de Cr:

- un conţinut până la 1%Cr favorizează călibilitatea oţelului;

- un conţinut de 1÷3% ridică rezistenţa contra hidrogenului sub presiune şi favorizează

nitrurarea oţelurilor;

- pe măsura creşterii conţinutului în Cr, oţelurile devin mai rezistente la oxidare şicoroziune;

- conţinuturi peste 30% Cr fac oţelul refractar;

- cromul ridică duritatea, rezistenţa la uzură, în schimb micşorează rezilienţa.

Influenţa siliciului. La elaborarea unor mărci de oţeluri se adaugă Si pentru legarea oxigenului şi

reducerea oxidului feros (FeO) format în cursul afinării. În cazul în care oţelurile sunt bogate în

C , Si poate forma şi carburi, iar când siliciul este în cantitate mare (peste 3.5%) poate grafitiza

oţelul.

Siliciul având afinitate mare pentru O2 formează oxizi silicaţi (FeO)2SiO2, (MnO)SiO2

care rămân ca incluziuni şi la deformare plastică a oţelului pot da naştere la structuri fibroase.

Siliciu măreşte R r şi R e cu cca. 100[MPa] pentru fiecare 1%Si. Alungirea specifică este

puţin micşorată dacă conţinutul nu depăşeşte 2,2%Si ; de asemeni Si măreşte rezistenţa de uzură

a oţelului. Atunci când oţelul mai conţine şi Cr şi Al, adaosul de siliciu duce la mărirea

rezistenţei la oxidare la temperaturi ridicate.

Influenţa fosforului. Fosforul poate reduce sudabilitatea, favorizează apariţia rupturii fragile.

Sudabilitatea oţelurilor cu conţinutul mic în C (max 0.17%) nu este afectată de prezenţa

fosforului.

9



Fosforul dizolvat în ferită duce la mărirea rezistenţei la coroziune în atmosferă uşor

agresivă (atmosferă industrială din uzinele metalurgice, sticlării, ateliere de construcţii). Deci,

fosforul este o impuritate principală şi fragilizează oţelul, de aceea conţinutul său este limitat

(0.03÷0.06%).

Influenţa sulfului. Sulful produce o fragilizare la temperaturi ridicate, de asemenea micşorează

tenacitatea oţelului şi de aceea conţinutul lui se stabileşte maxim 0.02%. Sulful este un element

favorabil prelucrării prin aşchiere, datorită sulfurii de mangan care acţionează cu un lubrifiant.

Sulful nu influenţează sudabilitatea oţelului dacă nu participă în cantităţi mari, de

asemenea micşorează rezistenţa la coroziune.

Influenţa molibdenului. Molibdenul influenţează creşterea rezistenţei mecanice menţinândtenacitatea oţelurilor. La temperaturi ridicate, formează cu carbonul sau cu compuşii acestuia

carbura de molibden (Mo2C),fragilă şi foarte dură.

Introducerea unei prea mari cantităţi de molibden, conferă oţelului o oarecare tendinţă

de fragilizare. Acţiunea molibdenului se face simţită de la conţinuturi foarte scăzute, de 0.1% şi

creşte progresiv cu mărirea acestuia. Molibdenul se adaugă în oţeluri între 0.4÷1% numai în mod

excepţional depăşindu-se 2%. Molibdenul ridică temperatura de recristalizare şi favorizează

apariţia carburilor stabile şi a unor compuşi intermetalici, ceea ce duce la creşterea limitei de

rupere.

Ţevile pentru tubulatura din termocentrale se execută din oţel slab aliat, STAS 2883-88

şi STAS 8184-87, cu dimensiuni de laminare după STAS 404-59. Condiţiile tehnice pentru ţevi

de conducte de abur trebuie să corespundă după STAS 3478-52.Pentru conductele care lucrează

la temperaturi peste 450ºC,condiţiile tehnice se completează corespunzător, condiţiile prescrise

pentru temperaturi înalte,respectiv cu caracteristicile mecanice la cald si cu analiza

microstructurii;pentru temperaturi peste 550ºC, condiţiile tehnice trebuie completate cu

încercarea de rezistenţă la coroziune intercristalină.Pentru utilizări la temperaturi moderate sau durate scurte, în care nu intervine fluajul, cea

mai importantă caracteristică de material este limita de curgere la cald.

Odată cu creşterea temperaturii, caracteristicile mecanice de tracţiune ale oţelurilor se

manifestă în general prin micşorarea caracteristicilor mecanice de rezistenţă şi creşterea celor de

10



ductilitate. Pot apărea în anumite intervale de temperaturi şi modificări structurale cum ar fi

precipitarea, îmbătrânirea şi recristalizarea, care pot modifica această comportare generală.

Fenomenul de îmbătrânire care apare în cazul încercărilor de tracţiune, este însoţit de o

scădere corespunzătoare a caracteristicilor de ductibilitate în jurul temperaturii de 400ºC.

Principalele caracteristici de utilizare ale oţelurilor termorezistente sunt caracteristicilemecanice de rezistenţă şi tenacitate, cu menţiunea că datorită specificului condiţiilor de utilizare

se impun evaluări atente ale efectului care îl au asupra acestor caracteristici tensiunile mecanice,

temperatura şi timpul, figurile 4 ÷ 8.

Caracteristicile de rezistenţă depind de gradul de aliere, de conţinutul de Cr şi Mo, şi de

starea de tratament termic.

Creşterea de rezistenţă este corelată cu efectul de durificare pe care îl are alierea soluţiei

solide şi prezenţa fazelor de carburi formată prin precipitarea la temperaturi de (0,4 ÷ 0,5) -temperatura de topire. Creşterea de rezistenţă este totodată invers proporţională cu cantitatea de

ferită. Creşterea rezistenţei mecanice se obţine pentru un conţinut de crom de 1 ÷ 1,25%.

În cadrul oţelului studiat pentru tubulatura din termocentrale, se vede din compoziţia

chimică că se încadrează în grupa oţelurilor slab aliate. Compoziţia chimică determinată s-a

studiat dacă se încadrează în STAS s-au norma specifică oţelului. La fel s-a procedat şi cu

caracteristicile mecanice.

Figura 4. Variaţia structurii oţelurilor cu conţinutul de Cr

11



.

Figura 5. Variaţia limitei de curgere funcţie de temperatură, la oţelurile româneşti.

Figura 6. Variaţia limitei de curgere funcţie de temperatură, la oţeluri germane.

12



c

Figura 7. Variaţia limitei de curgere funcţie de temperatură, la oţeluri cehe.

c [ M Pa]

Figura 8. Variaţia limitei de curgere funcţie de temperatură, la oţeluri poloneze.

13



c [

o t e l1 5 M

otel 12H M F

Figura 9. Variaţia limitei de curgere la funcţie de temperatură, la oţeluri ruseşti.

1. Solicitări ale tubulaturii de abur viu

1.1 Noţiuni generale:

Prescripţiile tehnice prezintă de regulă solicitările la care pot fi supuse instalaţiile care

lucrează sub presiune. În principiu acestea sunt : presiunea (interioară sau exterioară), greutatea

proprie (inclusiv mediul de lucru), reacţiile mecanice diverse exercitate asupra instalaţiei, vântul,

zăpada, cutremurele, acţiunile dinamice, vibraţiile, diferenţele de temperatură, acţiunile coroziveşi erozive ale mediului de lucru.

Aceste solicitări pot fi amplificate de o serie de alţi factori ca : tensiunile reziduale,

abaterea de la forma teoretică geometrică, defecte în material, etc..

14



Sub acţiunea efectelor enumerate anterior, instalaţiile care lucrează sub presiune se pot

avaria sub diferite forme :

a) deformaţia excesivă sub sarcină statică

b) pierderea stabilităţii

c) reducerea grosimii pereţilor a instalaţiilor care lucrează sub presiune sub acţiuneacoroziunii superficiale şi a eroziunii.

Trebuie menţionat faptul că fenomenul de coroziune este foarte complex şi după natura

materialelor folosite, a stării suprafeţelor, a agentului de lucru, a temperaturii, ea se poate

dezvolta pe suprafaţă fie uniform sub forma unui câmp de coroziune, alveole, piting, fie în

profunzime lăsând suprafaţa materialului aproape intactă în cazul coroziunii incisive. Uneori

coroziunea asociază efectele sale solicitărilor mecanice dând naştere la coroziunea sub tensiune.

d) deformaţia progresivă sau globală; poate apare în porţiunile corpurilor cilindrice carelucrează sub presiune, în vecinătatea orificiilor, la îmbinările corpurilor cilindrice şi

conice.

Alegerea materialelor necesare construcţiei unei instalaţii care lucrează sub presiune are

în vedere următoarele aspecte :

- presiunea şi temperatura de lucru;

- dimensiunile instalaţiei şi în special grosimea peretelui ;

- condiţii de serviciu ; dacă există variaţii ale presiunii, şi temperaturii;

- evaluarea numărului de cicluri, încălzire-răcire, presiune-depresiune;

- mediile de lucru ale instalaţiei.

La alegerea materialelor trebuie ţinut seama de posibilităţile de modelare la cald sau la

rece, de a fi sudate, de a fi supuse la încălzire şi la tratamente termice, în cazul când asamblarea

se face la locul de montare se v-a ţine cont de condiţiile de lucru pe şantier.

Materialele trebuie să dispună de garanţie de calitate pentru caracteristicile mecanice,

compoziţia chimică, proprietăţile tehnologice şi fizice necesare în evaluarea capacităţii lor de aface faţă sarcinilor la care este supusă instalaţia executată.

15



1.2 Coroziunea datorită oxidării de către abur

La temperaturi de peste 250ºC oţelul este atât de repede oxidat încât în timp foarte scurt se

acoperă de magnetită (Fe3O4). În condiţii favorabile acest strat este compact şi aderent şi

acţionează ca strat protector pentru metal.

Evoluţia mai departe a coroziunii este determinată în mod preponderent de difuzie

deoarece fierul şi apa nu pot reacţiona între ele decât în măsura în care fierul difuzează prin

stratul protector. Procesul de difuzie este însă foarte încet astfel încât nu se poate vorbi de o

pierdere de metal. Dacă stratul de protecţie este distrus are loc o oxidare rapidă. Când fenomenul

se produce repetat în acelaşi loc atunci se produce distrugerea conductei.

Stratul magnetită format de către aburul supraîncălzit nu este lipsit de tensiuni deoarece el

are un volum de două ori mai mare decât cantitatea de fier oxidat.La temperaturi de peste 570ºC se poate forma în locul magnetitei (Fe3O4), oxidul feros

(FeO) care nu mai are proprietăţi protectoare. Acesta creşte rapid şi în scurt timp avariază ţeava.

Reacţia chimică care are loc în cazul acestui gen de coroziune este :

3Fe + 4H2O ↔ Fe3O4 + 4H2

Figura 10 – Variaţia coroziunii cu temperatura.

16



Reacţia începe de obicei la o temperatură de 450ºC. Viteza are o mare importanţă în

mersul reacţiei : peste 15 m/s nu apar coroziuni, la 4 m/s apare H iar la 0,12 m/s coroziunile

sunt grave.

Descompunerea aburului şi reacţia lui cu oţelul a fost studiată de Chaudron. Acţiunea

aburului se poate reduce aproape complet dacă în prealabil se asigură un strat protector de Fe 3O4.

2. Încercări ale metalelor la temperaturi ridicate

2.1 Noţiuni generale :

O parte din piesele diferitelor utilaje şi instalaţii lucrează timp îndelungat la temperaturi

ridicate. Experienţa arată că sub efectul temperaturii ridicate valoarea tensiunii care poate produce un anumit grad de deformare plastică a unui metal sau valoarea rezistenţei de rupere se

modifică, în general fiind mai mică decât valoarea determinată de funcţionarea la temperatura

ambiantă.

Acest fapt poate avea consecinţe neplăcute pentru maşina sau instalaţia respectivă.

Valoarea caracteristicilor mecanice ale materialelor depinde de asemenea de durata încercării.

Din această cauză încercările de rezistenţă la temperaturi ridicate în funcţie de durata aplicării

sarcinii se împart în două grupe:

- încercări de scurtă durată, în care epruveta încălzită se încarcă cu o sarcină constantă

sau în mod similar cu o încercare la temperatura mediului ambiant.

- încercările de durată, la care epruveta se încarcă cu o sarcină constantă sau variabilă

pentru a stabili influenţa combinată a temperaturii ridicate şi a duratei mari de încercare asupra

caracteristicilor de rezistenţă şi deformare a materialului.

Încercarea de bază la temperaturi ridicate este cea de întindere monoaxială.

]

17



Încercări de scurtă durată

2.2 Noţiuni generale:

Încercările folosite în lucrarea de faţă au fost cele de scurtă durată, motiv pentru care se v-

a prezenta câteva date legate de acest tip de încercări.

Cel mai des în încercările de scurtă durată la temperaturi ridicate se foloseşte încercarea la

tracţiune. În principiu ea se efectuează în acelaşi mod cu cea în mediu ambiant, epruveta se

întinde în mod progresiv cu o viteză de deformare constantă.

Deosebirea constă în faptul că epruveta se încălzeşte în prealabil la o temperatură dorită şi

se menţine apoi la această temperatură pe toată durata încercării. Încălzirea ei şi menţinerea la

temperatură constantă se v-a asigura pe toată durata încercării încât să nu se depăşească ± 4ºC

pentru valori ale temperaturii de 800ºC.

Timpul de încercare este de regulă de ordinul minutelor.

Încercarea permite determinarea următoarelor caracteristici :

- rezistenţa la rupere sr ;

- limita de curgere aparentă s0,2;

- alungirea la rupere A5;- gâtuirea la rupere Z.

Epruvetele trebuie să fie suficient de mari şi să existe o zonă cu o stare de tensiuni omogenă.

În urma încercărilor efectuate de diverşi autori pentru diferite mărci de oţeluri s-a constatat

că proprietăţile mecanice nu se schimbă în mod esenţial dacă nu se depăşeşte temperatura de 250

– 330ºC pentru oţelurile carbon şi 350 – 400ºC pentru oţelurile aliate.

Drept urmare dacă temperatura nu depăşeşte aceste limite, rezultatele obţinute la

temperatura ambiantă pot fi utilizate direct pentru calculul organelor de maşini şi elementelor

componente a instalaţiilor termoenergetice.

18



TºC

Figura. 11 - Variaţia tensiunilor Rm , R0,2 , R p , cu temperatura.

Se observă astfel că până la temperaturi de aproximativ 300ºC rezistenţa de rupere creşte,

iar proprietăţile de plasticitate scad mult.La temperaturi de peste 500ºC rezistenţa oţelului cu conţinut scăzut de carbon scade foarte mult

fapt care limitează practic utilizarea acestui material.

19



Figura. 12 – Variaţia alungirii şi a gâtuirii cu temperatura.

Se observă o variaţie a alungirii A5 cu un minim la 250ºC urmată de o creştere continuă în

intervalul de încălzire.

3. Încercarea la tracţiune

3.1 Noţiuni de bază:

Încercarea la tracţiune se efectuează aplicând uni epruvete o forţă axială care produce

alungirea ei; încercarea se efectuează până la ruperea epruvetei fiind o încercare distructivă.

În timpul încercării se măsoară variaţiile de lungime pentru epruveta corespunzătoare

valorilor forţei.

Valorile variaţiilor ∆L se evaluează pe o porţiune calibrată de lungime L0.

20



Figura 13. Curba caracteristică la întindere – oţel ductil;

Reprezentând grafic mai multe puncte cu coordonatele s şi ε se obţine curba caracteristică

a epruvetei. Curba caracteristică a epruvetei are aspecte diferite pentru acela-şi material dacă

epruvetele au dimensiuni diferite.

Pentru a defini comportarea materialului ar trebui trasată curba caracteristică a materialului

care să exprime grafic legătura dintre tensiunea σ şi deformaţia specifică ε.

Trasarea acestei curbe este practic imposibilă din următoarele motive:

a) într-o secţiune transversală a epruvetei tensiunea normală este:S

F R = ; aria

secţiunii este variabilă în timpul încercării şi este foarte dificil să se măsoare variaţia de

secţiune pe toată lungimea epruvetei şi pe toată durata încercării.

b) deformaţia specifică ε nu este constantă pe lungimea epruvetei în tot timpul

încercării.

În aceste condiţii tensiuneaS

F R = se înlocuieşte prin raportul convenţional

0S

F R = în

care S0 este valoarea secţiunii iniţiale.

Deformaţia specifică ε se înlocuieşte prin alungirea totală:

u

uh

L

L L A 0−

= ∙100 [%];

L0 = lungimea iniţială a porţiunii calibrate a epruvetei.

21



Dacă evaluarea lungimii ultime Lu se face după ruperea epruvetei, atunci lungimea ultimă

se numeşte lungime de rupere, iar alungirea totală se numeşte alungire de lucru.

În general curba caracteristică prezintă o porţiune liniară OA în care lungimea epruvetei

este proporţională cu forţa aplicată. În această zonă este valabilă legea lui Hooke: E ⋅= ε σ

Tensiunea corespunzătoare punctului A se numeşte limită de proporţionalitate.Următorul punct al curbei caracteristice este punctul B numit limită de elasticitate. După

depăşirea acestui punct materialul capătă deformaţii remanente.

Zona deformaţiilor plastice pronunţate poate avea aspecte diferite în funcţie de natura

materialului. Raportul dintre forţa la care apare curgerea şi aria secţiunii iniţiale a epruvetei se

numeşte limită de curgere aparentă R e.

Dacă în timpul curgerii sarcina variază atunci se determină limita de curgere superioară şi

limita de curgere inferioară, ce sunt date de simbolurile R eH şi respectiv R eL.

La materialele la care nu apare fenomenul curgerii ,stabilirea fenomenului de curgere se

face convenţional. În STAS 200-75 se definesc următoarele caracteristici:

- limita de curgere convenţională R p care este raportul dintre sarcina

corespunzătore unei alungiri neproporţionale prescrise şi aria secţiunii transversale a

epruvetei. Uzual pentru oţeluri se prescrie o alungire de 0.2[%] limită notată cu R 0.2.

- limita de curgere remanentă R r care este raportul dintre sarcina corespunzătore

unei alungiri remanente şi aria secţiunii transversale iniţiale a epruvetei .De obicei se

prescrie alungirea remanentă de 0.2%, limită notată R r 0.2.

Pe măsură ce se accentuează gradul de deformare a epruvetei, în zona de curgere

materialul se ecruisează şi se aceea forţa necesară deformării finale să crească.

Punctul D al curbei caracteristice corespunde sarcinii maxime Fmax înregistrate în timpul

încercării, iar zona aflată înaintea punctului D se numeşte zonă de ecruisare.

În această fază deformarea epruvetei se observă destul de bine. La un moment dat într-o

anumită porţiune a epruvetei apare o gâtuire care se accentuează relativ rapid. Deformarea în

continuare a epruvetei se efectuează numai în zona gâtuirii şi la forţe din ce în ce maimici,deoarece secţiunea scade continuu. Epruveta se rupe la o anumită sarcină ultimă

Fu,corespunzătoare punctului E de pe curba caracteristică. Porţiunea DE se numeşte zonă de

curgere locală.

22



Materialul a cărui comportare a fost descrisă este un material ductil. În cazul unor

materiale cum ar fi: oţeluri pentru arcuri ,fontă ,unele oţeluri călite, ruperea epruvetei se face

brusc,cu producerea unor gâtuiri neînsemnate care nu se observă în mod obişnuit. Aceste

materiale se numesc fragile.

În legătură cu proprietăţile de ductilitate şi fragilitate ale unui material se poate menţiona şiaceea de tenacitate. Aceasta se defineşte ca fiind proprietatea unui material de a absorbi energie

în domeniul deformaţiilor plastice.

Raportul dintre forţa maximă înregistrată la încercarea de tracţiune şi aria secţiunii

transversale iniţiale se numeşte rezistenţa la rupere .

0

max

S

F Rm =

În cazul materialelor cu fragilitate pronunţată rezistenţa la rupere este practic aceeaşi cu

limita de curgere.

3.2. Încercarea la tracţiune a ţevilor

Încercarea la tracţiune a ţevilor se execută fie pe un tronson de ţeavă,fie pe o epruvetă

extrasă din ţeava supusă încercării.

Ţeava are următoarele dimensiuni caracteristice:

D – diametrul exterior al ţevii (mm)

D – diametrul interior al ţevii (mm)

s – grosimea peretelui epruvetei (mm)

Figura. 14 – Epruvetă pentru tracţiune.

23



Deoarece ţevile ce urmau a fi supuse studiului prezentau dimensiuni apreciabile s-a recurs

la folosirea epruvetelor rotunde.

4. Încercarea de duritate Brinell

Duritatea este proprietatea materialului de a se opune distrugerii straturilor sale

superficiale de către un alt corp mai dur care est apăsat pe suprafaţa lui. Determinările de duritate

au un caracter convenţional şi furnizează date privind deformabilitatea materialului.

La determinarea durităţii se i-au în considerare mărimea urmelor produse de un penetrator

de o anumită formă, care a fost imprimat sub acţiunea unei forţe definite.

Există două forme de determinare a durităţii, funcţie de forţa ce acţionează asupra

penetratorului: statice şi determinate.Metode statice – Brinell, Vickers, Rocwel.

Metode dinamice – Baumas, Poldi (dinamico-plastice)

– Shore, Reindt (dinamico-elastice)

În lucrarea de faţă s-a folosit metoda Brinell, deoarece duritatea nu depăşeşte 450 HB.

Metoda Brinell constă în apăsarea unei bile cu diametrul D pe piesa de prelucrat cu o

anumită sarcină F un anumit timp şi măsurarea diametrului d a urmei lăsate de bilă pe piesa de

încercat. Duritatea HB este raportul dintre sarcina aplicată şi aria calotei sferice.

Gradul de solicitare:2 D

F K =

24



Figura. 15. Schema încercării de duritate.

În general grosimea piesei va fi de 8 ori mai mare decât adâncimea urmei. Distanţa c

trebuie să fie de cel puţin 2,5∙d iar b de minimum 4∙d.Ca rezultat al încercării s-a considerat

media aritmetică a valorilor obţinute.

Încercarea Brinell la temperaturi înalte se efectuează cu instalaţii de încălzire.

Temperatura trebuie menţinută cu o precizie de ± 3ºC.

5. Încercări dinamice

Încercarea de încovoiere prin şoc până la rupere, serveşte la aprecierea tenacităţii

metalelor şi constă în ruperea dintr-o singură lovitură cu un ciocan pendul, a unei epruvete

prevăzută la mijloc cu o crestătură în formă de U, aşezată liber pe două reazeme. Se determină

energia consumată la rupere.

Pe baza acestei energii se stabileşte rezilienţa metalului ca fiind raportul dintre energia

consumată la rupere W şi aria secţiunii iniţiale a epruvetei în dreptul crestăturii.

Rezilienţa:

S

W cm J KDU =]/[

2

25



Toleranţele la epruvete sunt:

±1mm la lungimea epruvetei

±0.1mm la lăţimea epruvetei şi adâncimea crestăturii.

Analiza rezultatelor încercărilor mecanice

Pe baza rezultatelor experimentale privind caracteristicile mecanice ale oţelului analizat s-

au determinat funcţiile de variaţie ale acestora în raport cu timpul de funcţionare şi cutemperatura.

Creşterea caracteristicilor mecanice ale oţelului este determinată de precipitările foarte

fine de carburi şi alţi compuşi chimici în interiorul grăunţilor. Scăderea caracteristicilor mecanice

şi a rezervei de rezistenţă, este determinată de:

Tipuri deepruvete

Forma R × b × h(mm)

H0

(mm)S0

(mm2)ISO U-5

(mm)55 × 10 × 10 5 50

STAS U-2(mm)

55 × 10 × 10 8 80

DVM U-3(mm)

55 × 10 × 10 7 70

ISO-V V-2(mm)

55 × 10 × 10 8 80

26



- creşterea cantităţii de carburi precipitate care sărăcesc ferita în elemente de

aliere;

- coalescenţa carburilor care contribuie la scăderea coeziunii dintre ele şi

matricea metalică;

- creşterea grăunţilor de ferită;- precipitarea carburilor pe limitele grăunţilor, care fac să se micşoreze coeziunea

dintre grăunţi;

- dispersia perlitei.

În general, odată cu creşterea temperaturii şi a timpului de funcţionare, caracteristicile

mecanice ale oţelului scad.

S-au folosit metodele experimentale distructive, clasice, dar pe viitor se înlocuiesc cu

metodele moderne experimentale nedistructive. Variaţia caracteristicilor mecanice odată aflată,ne poate da informaţii precise asupra comportamentului viitor al tubulaturii de abur viu.

Modificările structurale ne dau informaţii exacte asupra influenţei lor în ceea ce priveşte

modificările caracteristicilor mecanice ale oţelurilor.

Figura 16. Variaţia rezervei de rezistenţă faţă de limita de rupere a oţelului 15MoMC12.

27



Figura 17. Variaţia rezervei de rezistenţă faţă de limita de curgere a oţelului 15MoMC12

Se observă variaţia caracteristicilor mecanice funcţie de temperatură şi de numărul orelor

de funcţionare. Cu cât creşte temperatura şi numărul de ore de funcţionare, caracteristicile

mecanice îşi micşorează valorile.

Beneficiarul este interesat de variaţia caracteristicilor mecanice în jurul temperaturii de

regim a tubulaturii. Pentru un studiu complet al variaţiilor caracteristicilor mecanice, funcţie de

temperatură şi de numărul de ore de funcţionare, s-a conceput un program de calcul.

De asemenea s-a definit conceptul de rezervă de rezistenţă faţă de limita de rupere:

NormaSTAS mef m R R R ,−=

Pentru rezerva de rezistenţă s-a trasat variaţia ei, funcţie de numărul de ore de

funcţionare la temperatura de regim, figurile 16.

Când s-a intrat în domeniul valorilor în care este posibil ca tubulatura să nu mai

funcţioneze, se fac prelevări de epruvete după un interval de timp mai mic decât 10000 ore de

funcţionare. Şi în funcţie de valorile caracteristicilor mecanice ale materialelor, se prognozează o

nouă prelevare.

28



Se calculează rezerva de rezistenţă c R , faţă de limita de curgere, care are o mai mare

importanţă faţă de rezerva de rezistenţa faţă de limita de curgere.

NormaSTAS p pc R R R ,2,02,0 −=

Variaţia rezervei de rezistenţă faţă de limita de curgere a oţelului, funcţie de numărul de

ore de funcţionare la temperatura de regim, este reprezentată în figura 17.

Se vede din graficele prezentate cum variază R c şi se observă că R c ≠ 0 ; când R c = 0

atunci trebuie schimbată tubulatura de abur viu.

De asemeni s-a calculat variaţia rezervei de rezistenţă faţă de limita de curgere la

temperatura de regim, variind numai numărul de ore de funcţionare.

Variaţia caracteristicilor mecanice, împreună cu rezervele de rezistenţă faţă de limita de

curgere, respectiv faţă de limita de rupere, dau o informaţie completă asupra comportăriitubulaturii de abur viu.

Comportarea tubulaturii de abur viu este influenţată şi de alte solicitări accidentale.

Caracteristicile mecanice variază funcţie de numărul de ore de funcţionare şi temperatură,

conform cazului teoretic de comportare, rezultatele experimentale nu se abat de la normalitatea

comportării oţelurilor slab aliate în condiţii date. Se impune ca presiunea şi temperatura de

exploatare să fie respectate în mod riguros. Acest lucru depinde şi temperatura de calificarea

personalului care exploatează tubulatura. Studiul comportării oţelurilor slab aliate folosite la

tubulatura de abur viu din termocentrale, se completează foarte mult cu datele experimentale.

Fiecare punct din graficul de variaţie a caracteristicilor mecanice s-a obţinut ca medie aritmetică

a cel puţin trei epruvete.

Concluzia care se desprinde pe baza valorilor rezultate pentru caracteristicile mecanice,

cazul conductelor analizate, este că materialele mai prezintă o capacitate de lucru, care

recomandă a se continua exploatarea acestora, la parametri normali prescrişi, până la următoarea

etapă de control prevăzută în normă, raportul dintre valorile medii ale caracteristicilor mecanice

măsurate şi valorile de catalog fiind supraunitare.

29



6. Analize metalografice

6.1. Constituenţi structurali

Materialele metalice sunt corpuri solide, cristaline, a căror structură internă este formată

din constituenţi metalografici. Ele pot fi metale sau aliaje metalice. La formarea aliajelor

metalice participă cel puţin două elemente, dintre care unul trebuie să fie metal, elemente care se

numesc componente. Totalitatea aliajelor care se formează din aceleaşi componente în diverse

concentraţii si la diferite temperaturi formează un sistem termodinamic de aliaje.

Componentele în stare pură se găsesc foarte rar în aliaje metalice; de obicei acestea

reacţionează între ele, dând la răcirea ulterioară formaţii cristaline. Constituentul metalografic

reprezintă elementul formativ al structurii metalice, care este format din una sau mai multe faze

şi care se pot distinge la microscopul metalografic ca formaţiuni de sine stătătoare.

Faza reprezintă o parte omogenă dintr-un sistem termodinamic de aliaje, caracterizată prin

aceeaşi compoziţie, structură şi proprietăţi în orice loc din domeniul ce îl ocupă în sistem.

Factorii termodinamici de echilibru ai unui sistem de aliaje condiţionează natura, numărul şi

cantitatea fazelor formate între componentele sistemului.

În funcţie de aceşti factori, constituenţi metalografici pot forma faze, iar ca o clasificare a

acestora, ei pot fi stabili când corespund diagramei de echilibru obţinuţi la răcire cu viteză foartemică şi instabili când nu corespund acestor diagrame, obţinuţi la răcire cu viteze mari.

Natura constituenţilor metalografici depinde de numărul de faze ce le conţin. Ei pot fi

omogeni, elemente pure, soluţii solide, compuşi chimici şi eterogeni, amestecuri mecanice.

Oţelurile sunt aliaje ale fierului cu carbonul, care conţine un procent de până la 2.06% C.

Fierul poate exista în cele 3 stări alotropice: Feα, Feγ, Feδ, iar carbonul se află fie dizolvat

formând soluţii, fie legat chimic formând cementita (Fe3C).

În oţelurile aliate cu siliciu, carbonul se poate afla în stare liberă - carbon grafit. Oţelul

pe care-l avem la dispoziţie este un oţel slab aliat conţinând până la 2 % elemente de aliere.

30



6.2 Determinări metalografice

Generalităţi

Luarea şi pregătirea probelor metalografice:

Examinarea metalelor sau aliajelor pe probe metalografice sau direct în ruptură constituie

aşa numita analiză metalo-scoică care poate fi micro sau macroscopică după cum se referă la

micro sau macro-structură.

Prin macrostructură se înţelege structura metalului sau aliajului care se poate observa cu

ochiul liber sau la mărire mică (sub 50:1) pe probe metalografice sau direct pe ruptură; prin

microstructură,se înţelege structura ce se poate observa la mărire mai mare de 50:1.

Prin analiza metalografică se pune in evidenţă neomogenitatea chimică şi structurală,caracteristicilor fizico-mecanice, a tratamentelor termice, termodinamice, mecanice aplicate

anterior.

Analiza micro-grafică dă indicaţii asupra compoziţiei structurale şi chimice,

caracteristicilor fizico-mecanice, a tratamentelor termice, termochimice, mecanice aplicate

anterior.

Pentru semifabricate proba macroscopică corespunde întregi secţiuni transversale a

produsului; proba microscopică se ia în funcţie de dimensiunile semifabricatului. Pentru a

examina o probă este absolut necesar obţinerea unei suprafeţe perfect plane şi lustruite, iar pentru

punerea în evidenţă a structurii unei probe metalice în prealabil pregătită aceasta se atacă cu

reactivi metalografici specifici. Mecanismul de punere în evidenţă a structurii prin atac se

bazează pe diferenţierea constituenţilor ca structurali în ceea ce priveşte duritatea, compoziţia

chimică, sensibilitatea la corodare, orientarea cristalografică.

Durata de atac, respectiv de a menţine proba în reactiv este în funcţie de natura reactivului

şi de natura solventului. Proba se consideră atacată când şi-a pierdut luciul devenind uşor mată.

Momentul precis când structura poate fi examinată se determină prin întreruperi repetate ale

atacului, spălarea probei şi examinarea ei.

Cercetarea microscopică se efectuează cu microscopul metalografic. Majoritatea sunt

dotate cu posibilităţi de fotografiere. Probele pentru analiza metalografică se iau în funcţie de

tipul produsului.

31



În cazul nostru proba se obţine prin secţionare longitudinală.

Figura 18. Prelevarea epruvetelor.

Natura constituenţilor metalografici depinde de numărul de faze ce le conţin. Ei pot fi

omogeni; elemente pure, soluţii solide, compuşi chimici şi eterogeni; amestecuri mecanice.

Oţelurile sunt aliaje ale fierului cu carbonul care conţine un procent de până la 2% C.Fierul poate exista în cele trei stări alotropice, iar carbonul se află fie dizolvat formând

soluţii fie legat chimic formând cementita. În oţelurile aliate cu siliciu, carbonul se poate afla în

stare liberă – carbon grafit.

7. Rezultate experimentale

Materialul 15MoMC12

Date constructive ale tronsonului de prelevat:

- lungimea totală ……….. 940 mm

- diametrul exterior ……… 273 mm

- grosimea peretelui ……... 36 mm

parametrii de lucru ai aburului:

- presiunea …………… p = 139 atm.

- Temperatura de regim …….. 540ºC

Ore de funcţionare de la punerea în funcţiune: 0 ore (structură iniţială).

Metoda de lucru :

32



Materialele au fost supuse investigaţiilor impuse de normele ISCIR. Analizele

metalografice au fost prelevate transversal şi longitudinal faţă de direcţia de laminare, aceste

analize făcându-se în trei puncte pe grosimea peretelui (i – spre interiorul ţevii, c – în centrul

grosimii peretelui şi e – spre exteriorul ţevii ). Atac nital 3%.

Încercările mecanice la tracţiune pentru determinarea caracteristicilor R c, R P0.2, R m, A5, Z s-au efectuat pe epruvete D0=10mm(M16) la temperaturile de 20º, 510º ,540º ,565º ,580º C,

cuprinzându-se şi temperatura de regim, adică 540ºC.

Duritatea HB s-a determinat la aceleaşi temperaturi.

Rezilienţa KCU s-a determinat numai la temperatura de 20ºC. S-a determinat şi duritatea

Vickers (HV) în ambele secţiuni ale peretelui conductei.

Încercări mecanice

Rezultatele obţinute pe epruvete conform normelor ISCIR şi supuse încercărilor mecanice

la cald şi la rece sunt redate în tabelul 1.

Faţă de normele ISCIR s-a făcut în plus şi determinarea durităţii.

În gama de încercări s-a cuprins şi temperatura de regim a conductei.

Precizia de lucru la rece este de ± 2ºC iar la cald de ± 3ºC. Se constată că toate valorile

caracteristicilor mecanice determinate la rece atât pe epruvete transversale cât şi pe cele

longitudinale sunt superioare valorilor minime prescrise.

Studierea variaţiei proprietăţilor mecanice cu temperatura ilustrează prezenţa unor valori

ridicate, care se încadrează în comportamentul general al oţelurilor termorezistente slab aliate.

Această formulare decurge din faptul că normele pentru acest oţel nu dau variaţia

caracteristicilor mecanice cu temperatura încât rezultatele experimentale nu au putut fi comparate

direct.

Tabelul I

R m [MPa] Oţel 15MoMC12Ore de Provenienţa Poziţia Temperatura de încercare (ºC)

33



funcţionare 20 510 540 560 565 570 580 590

0P

T650

460 la5000

440la

5350430

L700

520 la5000

500la

5350

480

D T 650 550 535 520 510 500 495 490L 700 620 610 600 595 580 550 510

30948

P TL

D T 610 510 500 495 487 450 420 410L 690 615 601 580 560 520 510 495

46325

P TL

D T 595 500 487 465 450 435 410 400

L 630 595 587 570 510 500 498 480

72486

P TL

D T 550 490 471 460 430 421 395 375L 600 570 525 520 500 497 485 420

81362

P TL

D T 510 470 465 450 430 410 381 341L 580 510 500 490 470 461 450 419

105320

P T

LD T 500 450 435 430 425 403 397 321L 540 500 480 470 461 421 411 400

Deci, caracteristicile mecanice, atât la rece cât şi la cald, prezintă valori superioare (spre

limita superioară celor prescrise în norme), materialul prezintă caracteristici uniforme, valorile

parţiale determinate înscriindu-se într-un câmp de dispersie îngust.

Tabelul II

34



Rp0.2

Ore defuncţionare

Provenienţa Poziţia Temperatura de încercare ( ºC)20 510 540 560 565 570 580 590

0P T

LD T 455 350 320 315 310 305 300 295

L 500 410 400 395 380 365 350 310

30948P T

LD T 425 320 310 300 298 291 285 271

L 480 400 395 350 340 330 310 305

46325P T

LD T 410 300 297 280 271 268 250 240

L 460 395 368 345 330 310 306 295

72486P T

LD T 400 296 290 278 260 255 238 230

L 450 387 360 340 310 304 300 287

81362P T

LD T 380 285 270 265 259 248 232 229

L 420 370 355 333 306 303 298 279

105320P T

LD T 370 275 261 253 250 238 231 220

L 415 368 350 348 321 301 285 271

Tabelul III

Duritatea Brinell (HB)Ore de

funcţionareProvenienţa Poziţia Temperatura de încercare (ºC)

20 510 540 560 565 570 580 590

35



0P T

LD T 175

01355

1350

1275

1165

1100

1095

1001

L 1870

1580

1550

1470

1360

1250

1187

1102

30948

P TL

D T 1680

1278

1270

1160

1140

1060

1070

998

L 1750

1455

1430

1355

1300

1240

1169

1055

46325

P TL

D T 1600

1250

1178

1135

1120

1040

1031

904

L 1720 1451 1428 1339 1298 1214 1150 1041

72486

P TL

D T 1595

1160

1150

1125

1115

1015

1009

899

L 1640

1254

1230

1210

1200

1198

1138

1035

81362

P TL

D T 1498

1130

1140

1128

1113

1001

998 890

L 1510

1250

1225

1204

1198

1130

1125

1024

105320

P TL

D T 1390

1125

1101

1095

1040

997 987 840

L 1420

1200

1194

1185

1105

1090

1040

1009

36



Tabelul IV

KCUOre de

funcţionareProvenien

ţaPoziţi

aTemperatura de încercare (ºC)

20 510 540 560 565

570

580 590

0

P TL

D T 7,5

5,2 5,1 5 4,9

4,8

4,5 4,2

L 9 6,9 6,5 6,4 6,3

6,2

6,1 6

30948

P TL

D T 6,2

5 4,9 4,8 4,7

4,5

4,3 4,1

L 8,3

6,5 6,3 6,2 6,1

6 5,98

5,81

46325

P TL

D T 6,1

4,9 4,8 4,7 4,6

4,4

4,2 3,98

L 8,2

6,3 6,2 6,1 6 5,97

5,82

5,7

72486

P TL

D T 5,9

4,5 4,3 4,2 4,1

4 3,91

3,72

L 7,

9

6,2 6,1 6 5,

81

5,

72

5,6

2

5,5

2

81362

P TL

D T 5,4

4,3 4,2 4,1 3,92

3,81

3,71

3,62

L 7,5

6,1 6 5,71

5,6

5,5

5,4 5,38

37



105320

P TL

D T 5,1

4,2 4,1 4 3,87

4,81

3,61

3,5

L 7,1

6 5,81

5,71

5,2

5,1

5 4,91

38

[ M P a ]



Figura. 19.Variaţia caracteristicilor mecanice cu temperatura

8. Analiza metalografică

Datele privind analiza chimică oferă următoarele concluzii: procentul de carbon de 0,12%

ne arată că avem de-a face cu un oţel hipoeutectoid cu o structură ferito-perlitică. Ferita este

soluţia solidă a carbonului cristalizat în sistemul cubic cu volum centrat.

Atomul de fier din centrul celulei determină dizolvarea în stare de echilibru a unei

cantităţi foarte mici de carbon. La microscop aceasta apare de culoare albă (strălucitoare) sub

formă poligonală fiind predominantă.

Perlita reprezintă eutectoidul oţelurilor fiind un constituent eterogen,bifazic format din

amestecul mecanic al fazelor ferită-albă şi cementită sub formă de lamele alternante, cementitaalbă iar ferita mai întunecoasă. Perlita apare în structura oţelurilor cu 0,02%C şi creşte liniar cu

creşterea conţinutului de carbon până la 100% perlită corespunzătoare conţinutului de 0,81%C.

Acest lucru permite determinarea procentului de carbon prin determinarea procentului de perlită.

Analiza metalografică microscopică s-a efectuat la puteri măritoare de 100:1 pentru

determinarea caracterului general al decarburării şi la puteri mai mari pentru determinarea

constituenţilor fini.

Determinarea mărimii grăuntelui de austenită respectiv punctajul oţelului se face prin

compararea structurii obţinute cu etaloane standardizate, numărarea grăunţilor de pe o suprafaţă

de 0,5 mm2. Determinarea se face direct la microscop sau pe micrografie.

Între punctajul (N) şi numărul de grăunţi pe 0,5 mm2 (n), există relaţia: n = 8∙2 N.

Cifrele mari de punctaj arată grăunţii fini, iar cele de mic punctaj reprezintă granulaţii

grosolane. Suprafaţa medie a grăuntelui real (Sm) se poate determina pe copii fotografice folosind

metoda cercului:

60 10

)7(7,0

−⋅⋅+⋅

=M n

S S m [μm]

δ0 – suprafaţa cercului (cunoscută)

n – numărul de grăunţi secţionaţi de circumferinţa cercului

39



M – puterea măritoare

Analiza metalografică, microscopică

Analiza macroscopică. Macrostructura se studiază pe suprafeţe şi pe secţiuni speciale

prelevate prin rupere din ţeavă. În acest caz se obţin informaţii legate de forma şi poziţia relativă

a grăunţilor de material,orientarea fibrelor în ţevile tubulaturii, defecte care perturbă

continuitatea metalului(porozităţi, sulfuri, fisuri), neomogenităţi chimice provocate de procesele

de cristalizare, tratamente termice sau termochimice.

În cazul de faţă ţevile luate în studiu nu prezintă aspecte macrostructurale deosebite; nu se

constată prezenţa fulgilor în cazurile de rupere ale epruvetelor prin tracţiune şi prin şoc, asulfurilor, porilor sau a altor defecte. Suprafeţele exterioară şi inferioară a ţevilor studiate după

un anumit număr de ore de funcţionare se constată un strat subţire provenit din coroziune

normală.

Analizele micrografice , s-au efectuat la putere de mărire de 100:1 pentru determinarea

caracterului general structurii şi de 500:1 respectiv 1000:1 pentru a evidenţia procesul de

precipitare a carburilor şi structurile fine. Punctajul la toate s-a determinat prin citire directă pe

probă.

Studiul microscopic s-a determinat în plane transversale şi longitudinale faţă de axa

conductei în poziţii:

e – la marginea exterioară a ţevii;

c – la mijlocul grosimii peretelui;

i – la marginea interioară a ţevii.

Analiza microstructurală a permis constatarea următoarelor aspecte: oţelul prezintă o

structură ferito-perlitică, cu forma şi mărimea grăuntelui variabilă pe secţiunea pereteluiconductei; astfel, la marginea conductei, în zonele decarburate, se observă o structură poliedrică,

în timp ce restul grosimii peretelui o structură de normalizare; procesul de precipitare a

carburilor nu este observabil la acest grosiment.

40



Procesul de decarburare se evidenţiază pe ambele margini ale conductei, în unele zone

ajungând la o adâncime de 0.3mm. Nu se sesizează prezenţa procesului de corodare.

Analiza microstructurală la puteri de mărire de 500:1 ilustrează aceeaşi structură cu

grăunte variabil ca formă şi mărime pe secţiune.

La puteri de mărire de 1000:1 se observă în tot câmpul , în cantitate redusă, prezenţacarburilor cu caracter insular, dispuse intergranular; în unele câmpuri cantitatea de carburi este

mai accentuată; nu apar carburi peliculare.

INTERPRETARE:

Oţel 15MoMC12

Oţelul 15MoMC12 în starea de livrare (0 ore de funcţionare) prezintă o structură

uniformă, formată dintr-un câmp uniform de ferită albă poliedrică şi insule mici negre de perlită.

Numărul carburilor este foarte mic atât în secţiune transversală cât şi în secţiune longitudinală,

figura 20. a,b,c,d,e,f.

La gosiment de 100 : 1, figura 20. a,b, se observă aspectul general al structurii în centrul

peretelui ţevii, la grosiment de 500 : 1, figura 20. c,d şi de 1000 : 1, figura 20. e,f se disting

puţinele carburi în interiorul şi pe limitele grăunţilor de ferită.După 30948 ore de funcţionare, în instalaţia de abur viu, structura oţelului 15MoMC12

prezintă grăunţi de ferită şi perlită uşor măriţi, figura 20. a,b,c,d,e,f, fapt observabil chiar şi la

grosimentul de 100 : 1, figura 20. a,b. la puterea măritoare 500 : 1, figura 20. c,d şi de 1000 : 1,

figura 20. e,f, această creştere de grăunţi se reliefează mai bine,iar în plus la aceste puteri de

mărire se constată precipitarea şi creşterea carburilor de Cr, Mo şi V pe limitele grăunţilor de

ferită.

După 46325 ore de funcţionare, acelaşi oţel prezintă aceleaşi aspecte structurale dar mai

accentuate, figura 20. a,b,c,d,e,f. precipitarea şi coalescenţa ulterioară a carburilor de Cr şi Mo

sunt mai accentuate, vizibile la puteri de mărire de 500 : 1 (figurile 20. c,d) şi 1000 : 1 (figurile

20. e,f). nu se constată nici în starea de livrare şi nici după diverse perioade de funcţionare,

structuri în benzi sau şiruri.

41



Analiza structurală a permis constatarea următoarelor aspecte: oţelul, în toate

cazurile,prezintă o structură ferito-perlitică; grăunţii de ferită au o mărime uniformă;perlita este

reliefată sub formă de insule mici şi negre,fiind localizată mai ales pe limita grăunţilor de ferită.

Punctajul este trei pe ambele secţiuni. Nu se evidenţiază o diferenţă a mărimii grăuntelui pe

grosimea peretelui ţevii.Metalografic, decarburarea nu se evidenţiază nici la interiorul nici al exteriorul peretelui

conductei. Atât la putere măritoare de 500 : 1 cât şi la cea de 1000 : 1 se constată o slabă

precipitare de carburi insulare atât în interiorul grăunţilor cât şi la limitele acestora. Se observă o

tendinţă foarte redusă de a forma reţea de carburi. Din punct de vedere micro structural, rezultă

că materialul din acest oţel, după 46325 ore de funcţionare, are o structură încă corespunzătoare

pentru a continua exploatarea, fără riscuri.

În oţeluri există precipitate de diferite forme şi naturi: granulare, filiforme, aciculare, plate, respectiv carburi, nitruri şi compuşi definiţi. De asemeni mai există gradul de impurificare

cu elemente care intră în alcătuirea soluţiilor solide sau incluziunilor nemetalice distincte

existente deja în material.

Particulele din faza secundară influenţează deplasarea şi fragmentarea dislocaţiilor,

rezistenţa la deformare fiind cu atât mai mare cu cât distanţele pe care se pot deplasa dislocaţiile

sunt mai mici. Particulele de diferite forme, precipită preferenţial la limita de grăunte, cel mai des

fiind cele sferice.

Dislocaţiile întâlnind aceste particule de fază secundară, de dimensiuni bine determinate,

micşorarea lor poate fi încetinită şi chiar oprită. Pentru anumite valori ale tensiuni, dislocaţia

poate fi fragmentată înconjurând pelicula şi formând în jurul ei bucle de dislocaţie. Aceste bucle

de dislocaţie reprezintă un obstacol în calea mişcării altor dislocaţii, pentru învingerea lor fiind

necesare tensiuni mai mari şi deci rezultă o creştere importantă a rezistenţei de deformare a

materialului metalic. Fenomenul acesta de durificare este limitat, creşterea rezistenţei fiind

funcţie de distanţa dintre particule. Tensiunea necesară pentru învingerea barierelor create de

particule, este mai mică când distanţa dintre particule creşte.Rezistenţa de deformare este influenţată şi de atomii concentraţi în jurul dislocaţiilor

precum şi de durificarea soluţiei solide.

Datorită tensiunilor structurale se poate produce recristalizarea soluţiei solide şi

precipitarea discontinuă care începe la limita grăunţilor şi se continuă până când întreaga masă

42



este formată din colonii de lamele de fază în echilibru şi de soluţie solidă suprasaturată,

recristalizată şi lipsită de tensiuni interne. La separările de la limita de grăunte, prin procese de

coalescenţă şi globulizare, particulele de fază secundară iau forma globulară iar cristalele de

soluţie solidă dimensiuni mai mici decât cele iniţiale, prezentând forme echiaxiale. Dacă între

soluţia de bază şi faza de echilibru care participă, este o mare diferenţă de energii libere,germinarea se produce cu dificultate.

În acest caz au loc precipitări continue, precipitări discontinue sau celulare, care

împiedică iniţierea unor celule în care germinarea ar trebui să se formeze de la început, particule

de dimensiuni apreciabile şi ci diferenţe mari de concentraţie, se iniţiază greu. Carburile sunt

supuse fenomenului de coalescenţă, adică tendinţa carburilor de a-şi micşora energia superficială,

pentru a deveni mai stabile din punct de vedere termodinamic.

Procesul de coalescenţă depinde de viteza de difuzie a carbonului şi a elementelor careintră în compoziţia carburilor. Elementele de aliere, frânează viteza de difuziune a carbonului, ce

duce şi la frânarea procesului de coalescenţă a carburilor. Durata procesului de coalescenţă a

carburilor creşte odată cu scăderea temperaturii de încercare(exploatare).

Creşterea grăuntelui frânează procesul de coalescenţă şi duce la creşterea caracteristicilor

mecanice ale materialelor.

O bună comportare a oţelurilor la temperaturi ridicate o au oţelurile cu grăunte de ferită

poliedrică în structură.

Când temperatura şi durata de încercare cresc, în ferită şi pe limitele de grăunţi precipită

progresiv carburi, acestea cresc simultan cu coalescenţa carburilor din perlită. Carburile

precipitate în ferită au formă circulară şi platformă şi duc la o micşorare a caracteristicilor

mecanice a oţelurilor, deoarece micşorează gradul de aliere al feritei.

COMPOZIŢIA CHIMICĂ

Conform C

%

Si

%

Mn

%

Cr

%

Mo

%

Alte

elemente0,12 – 0,18 0,17 – 0,37 0,8 – 1,2 1 – 1,4 0,2 – 0,3 ―

Efectiv 0,15 0,16 0,9 1,3 0,21 ―

43



Microstructura oţelurilor nu prezintă un caracter uniform ca mărime şi distribuţie a

constituenţilor, având zone cu diferenţieri mari de structură mai ales ca mărime de grăunte. Se

constată deja început procesul de precipitare al carburilor, atât sub formă insulară cât şi în reţea,

ceea ce explică apariţia întâmplătoare a unor valori ale rezistenţei extrem de mici.

Pe baza rezultatelor experimentale obţinute s-au tras concluzii legate de exploatarea în continuarea materialului din care s-au extras epruvetele încercate la cald.

Pentru a putea prognoza pentru o perioadă mai mare de timp evoluţia caracteristicilor

mecanice, în special R 0,2, la diferite temperaturi de lucru s-au determinat cu ajutorul unui

program legile de variaţie ale acestora.

Funcţiile finale alese au fost cele ale căror reprezentări grafice aproximau cel mai bine

reprezentările grafice obţinute prin punctele determinate experimental.

9.1. Legile de variaţie a parametrului R 0,2 cu numărul de ore de funcţionare.

T = 20

R 0,2T

DaN/mm2

5262 33,44 36,71

R 0,2L

DaN/mm2

5753 33,54 36,09 33,3

n ore 0 36601 38000 62745

R 0,2T = x / (0,034 ∙x – 0,138)

R 0,2L = 28,08 + 493,89 ∙ x – 1 – 880,13 ∙ x – 2

T = 540ºC

R 0,2T

daN/mm2

36,25 21,78 21,31

R 0,2L

daN/mm2

39,25 22,1 23,56 21,8

n ore 0 36601 38000 62745

R 0,2T = 26,04 ∙ x – 0,0474

R 0,2L = 1 / (5,7 ∙10 – 7 ∙ x – 0,0412)

T = 570ºC

44



R 0,2T

daN/mm2

32,07 18,76 20,34

R 0,2L

daN/mm2

39,79 19,19 20,53 21,06

n ore 0 36601 38000 62745

R 0,2T = 19,38 + 0,98 ∙ ln x – 0,115 ∙ ln x2

R 0,2L = 19033 + 1,017 ∙ ln x – 0,166 ∙ ln x2

T = 590ºC

R 0,2T

daN/mm2

31,58 18,78 18,68

R 0,2L

daN/mm2

36,92 18,05 19,21 21,5

n ore 0 36601 38000 62745

R 0,2T = 20,85 ∙ x – 0,477

R 0,2L = 1 / 0,0773 – 0,159 ∙ e – x

9.2. Expresiile legilor de variaţie a parametrilor r, R 0,2, A, Z, HB, cu

temperaturaR(T) = 3,833 + 0,0046 ∙ T – 0,000011 ∙ T2

Transversal

R

daN/mm2

50,64 22,07 17,57 17,19 15,49 14,59

TºC 20 540 560 570 580 590

R(T) = - 86,7108 + 61871,26 ∙ T – 1 – 1182236,8 ∙ T – 2

Longitudinal

45



R

daN/ mm2

51,26 22,07 19,39 17,4 16,12 15,77

TºC 20 540 560 570 580 590

R 0,2(T) = - 233,6 + 132,9 ∙ lnT – 14,8 ∙ T 2

Transversal

R 0,2

daN/mm2

31,89 17,29 14,96 13,32 12,56 12,88

TºC 20 540 560 570 580 590

R 0,2(T) = - 340,75 + 180,02 ∙ lnT – 70,49 ∙lnT 2

Longitudinal

R 0,2

daN/

mm2

32,55 17,91 16,78 13,47 12,26 12,2

TºC 20 540 560 570 580 590

lnA(T) = 3,564 – 0,029 ∙ T + 5,79 ∙ 10 – 6 ∙ T 2

Transversal

A % 33,46 40,3 42,4 43 47,8 47,9TºC 20 540 560 570 580 590

A(T) = 1 / 0,00013 ∙ T + 0,03

46



Longitudinal

A % 35,6 37,8 44 48,06 49,8 49,66TºC 20 540 560 570 580 590

Z(T) = 1 / - 5,3 ∙10 – 6 ∙T + 0,014

Transversal

Z % 70,4 84,1 87,2 89,07 90,8 92,17TºC 20 540 560 570 580 590

Z(T) = 1 / - 3,24 ∙ 10 – 6 ∙ T + 0,012

Longitudinal

Z % 78,16 87,47 89,8 90,06 91,5 93,2TºC 20 540 560 570 580 590

HB(T) = 149,4 – 0,036 ∙ T

Longitudinal

HB 146,7 129 127,3 126,2 111,3 102,7TºC 20 540 560 570 580 590

HB(T) =27903 + 10178,2 ∙ T – 20,65 ∙ T 2

Transversal

47



HB 144 129,7 127,4 124 123,4 113TºC 20 540 560 570 580 590

10. Sistemul de încălzire

Sistemul de încălzire al epruvetei necesită următoarele elemente:

1. dispozitiv de încălzire propriu zisă

2. dispozitiv de măsură şi control a temperaturii

3. dispozitiv de reglare şi menţinere automată a temperaturii.

1. Dispozitivul de încălzire

Constituit dintr-un cuptor electric ce realizează în interior o temperatură de 700ºC.

Rezistenţa electrică de 45 KW este confecţionată din sârmă de nichelină care se introduce într-un

canal elicoidal proiectat în peretele interior, din material refractar al cuptorului formând o centură

termică în jurul cămăşii interioare a cuptorului. Această cămaşă interioară este formată din oţel

inoxidabil asigurând o temperatură de încălzire uniformă a epruvetei deoarece aceasta se

încălzeşte indirect având ca mediu de încălzire aerul.

Pentru a micşora pierderile de energie termică şi pentru a coborî temperatura la exteriorul

acestuia, cuptorul are o izolaţie din două straturi. Primul strat este din diatomită şi are rolul de a

micşora temperatura sub 700ºC deoarece vata minerală rezistă până la această temperatură,

conform caracteristicilor prevăzute în STAS 5838/2 – 78.

Variaţia vitezei de încălzire se face prin modificarea curentului de alimentare a înfăşurării

cuptorului dintr-un bloc de inductanţe variabile.

2. Dispozitivul de măsură şi control a temperaturii.

Măsurarea temperaturii se face cu ajutorul a trei termocuple plasate în poziţii favorabile

obţinerii unor valori de temperatură concludente. Semnalul rezultat la termocuplu este introdusîntr-un dispozitiv de citire.

Temperatura de lucru se stabileşte prin media aritmetică a valorilor temperaturilor

măsurate de cele trei termocuple. S-au utilizat ca elemente de măsură termocuple care se pretează

mai bine la condiţiile de lucru.

48



S-au ales trei termocuple care au ca termoelemente realizate din sârmă de cromel-alumel

însoţite de o teacă de protecţie confecţionată din OLC 45.

3. Dispozitivul de reglare şi menţinere automată a temperaturii nu face obiectul

de lucru al acestui proiect.

10.1 Calculul termic al cuptorului

Camera de încălzire este cilindrică având dimensiunile de Φ100×650.

Volumul camerei va fi: G D

V ⋅=4

2π

3

2

104,565,041,0 −⋅=⋅⋅= π V

Cantitatea de căldură necesară pentru încălzirea aerului de la 20ºC la 650ºCva fi:

Q =V ∙ ρ ∙ C p ∙ Δt

în care: V – volumul de aer

Ρ = 1,29 [Kg/m3] – densitatea aerului

c p = 1 [Kj/Kg ∙ ºK] – căldura specifică a aerului

Δt = 630ºC – variaţia de temperatură

Q = 5,4 ∙ 103 ∙ 1,29 ∙ 1 ∙ 630 = 4,38 [Kj]

Căldura necesară încălzirii epruvetei este : Q = m ∙ c p ∙ Δt

Volumul piesei : h D

Ld

V c ⋅⋅

+⋅⋅

=

4

2

4

20 π π

522

1039,1035,04

012,0209,0

4

01,0 −⋅=⋅+⋅⋅= π π V [m2]

ρ = 7800 [Kg/m3]

Masa epruvetei:

m = 7800 ∙ 1,34 ∙ 10-5 = 0,134 [Kg]

c p = 0,13 [Wh / (Kg ∙ ºK)] = 468 [J / (Kg ∙ ºK)

Q = m ∙ c p ∙ Δt = 0,134 ∙ 468 ∙ (590º - 20º) = 35745 [J] ≈ 36 [Kj]

Pu =t

Q=

180

36000= 200 [W]

49



Puterea necesară încălzirii epruvetei de masă ,, m “ la temperatura de lucru este puterea

utilă ,,Pu”.

Pentru dimensionarea rezistenţei de încălzire a cuptorului se ţine cont de faptul că trebuie

acoperite şi cantitatea de căldură pierdută Q pt care cuprinde pierderile pentru:

- încălzirea pereţilor incintei la temperatura de lucru- prin pereţii şi orificiile cuptorului

- pentru încălzirea atmosferei din cuptor.

Se precizează un randament foarte mic al cuptorului deoarece el este deschis la ambele

capete pentru a putea permite accesul capetelor de forţă care acţionează asupra epruvetei.

Pierderile pentru încălzirea volumului de aer din cuptor:

23180

43001 == P [W]

Calculul pierderilor de căldură prin capetele de pierdere a epruvetei.

Volumul capetelor de prindere:

522

104,7238,04

02,0

4

−⋅=⋅⋅

=⋅= π π L

DV

Masa capetelor de prindere:

m = V ∙ ρ

m = 7.4 ∙ 10-5

∙ 7800 = 0,58 [Kg]Cantitatea de căldură preluată de un cap de prindere al epruvetei:

Q = m ∙ c p ∙ Δt

c p20 = 0.1326 [Wh / kgºK]

c p600 = 0.1578 [Wh / kgºK]

145,02

1578,01326,0

2

60020 =+

=+

= p p

p

ccc [Wh / kg ∙ ºK]

c p = 522 [J / kg∙ºK]

Q1 = 0,58º ∙ 522 ∙ 570 = 17,281 [J] ≈ 17,3 [KJ]

Qt = Q1 + Q2 = 2Q1 = 34.6 [KJ]

P = 1517 [w]

Calculul pierderilor de căldură prin capacele căptuşite cu azbest:

50



4

1,02⋅= π

A = 0,0078 [m2]

λ R

t Q =

256,025.0

1

0078,0

1053

=⋅⋅=⋅=

−

A

q R c

λ λ

λ azbest = 0,16 + 0,17 ∙ 10-3 ∙ 570 = 0,25 [W/mk]

2026256,0

570==q [W]

Puterea rezistenţei electrice trebuie să fie suficient de mare încât să compenseze pierderile

de căldură calculate anterior.

P = 908 + 2026 + 1517 = 4451 [W]

Se alege o rezistenţă electrică cu:P = 4.5 [KW]

F

F

F

F

F

51



Figura 22. Cuptorul pentru încercări mecanice.

Pentru cazul de faţă fluxul termic este:

L

d

d

d

d

d

d

d

d t t q ⋅

⋅+⋅+⋅+⋅

−=

4

5

43

4

32

3

22

2

1

21

ln2

1ln

2

1ln

2

1ln

2

1

π λ π λ π λ π λ

d1 = 100 [mm]

d2 = 150 [mm]

d3 = 190 [mm]

d4 = 370 [mm]

d5 = 375 [mm]

Conductivităţile termice sunt:

λ 1 = 35 [W / m∙ K]…………………………………..pentru oţel

λ 2 = 1,24 [W / m ∙ K]………………………………...pentru şamotă

λ 3 = 0,056 + 0,15 ∙ 10-3∙T = 0,13 [W / m ∙ K]………..pentru vată minerală

λ 4 = λ 1

Calculul rezistenţei termice:

3

1

2

1

1 108,11,0

15,0ln

352

1ln

2

1 −⋅=⋅⋅

=⋅=π π λ d

d R [m ∙ K / W]

03,01,019,0ln

24,121ln

21

2

3

2

2 =⋅⋅=⋅=π π λ d

d R [m ∙ K / W]

28,019,0

37,0ln

13,02

1ln

2

1

3

4

3

3 =⋅⋅

=⋅=π π λ d

d R [m ∙ K / W]

3

4

4 108,137,0

375,0ln

2

1 −⋅=⋅=π λ

R [m ∙ K / W]

52



Ai = 2π ∙ 0,1 ∙ 0,6 = 0,37 [m2]

q = 1800 [W / m2] = 1,8 [KW / m2]

p = q ∙ Ai = 1800 ∙ 0,37 = 678 [W]

Calculul temperaturilor în învelişul cuptorului:

t'1 = t1 – q ∙ R 1 = 646[ºC]

t'2 = t'

1 – q ∙ R 2 = 592 [ºC]

t'3 = t'2 – q ∙ R 3 = 48 [ºC]

t'4 = t'

3 – q ∙ R 4 = 44,5 [ºC]

Temperatura învelişului metalic de 44ºC este nepericuloasă fiind deci respectatecondiţiile de protecţia munci.

10.3 Calculul electric al cuptorului

Elementul încălzitor constă din rezistoare care se deosebesc după formă, material şi mod

de fixare în cuptor.

În rezistor are loc transformarea energiei electrice în căldură, transmisă prin radiaţie,

convecţie şi conducţie încărcăturii din cuptor.

Din punct de vedere al materialelor din care sunt confecţionate rezistoarele se împart în

următoarele grupe:

1. Materiale metalice, dintre care uzuale sunt aliaje de crom-nichel, molibdenul, tanatul şi

wolframul; în cuptoarele de joasă temperatură se utilizează şi aliaje pe bază de cupru-nichel ca

nichelina şi constantanul.

2. materiale ceramice şi metalo-ceramice: carbura de siliciu şi disiliciura de molibden.

Pentru cuptorul de faţă s-a ales ca element încălzitor sârma de nichelină.Din punct de vedere constructiv se deosebesc:

- elemente încălzitoare descoperite care radiază liber

- elemente încălzitoare acoperite

53



A fost ales ca tip constructiv elementul încălzitor descoperit care prezintă următoarele tipuri

constructive:

a) sârmă în spirală

b) sârmă în spirală pe tub ceramicc) sârmă şi bandă în zig-zag

d) bare rotunde

La cuptorul de faţă am considerat că cel mai bine se pretează un element încălzitor deschis

realizat din sârmă în spirală.

10.4 Calculul timpului de încălzire

Tabelul V.

Mărimea Relaţia Calculul Rezultatul1 2 3 4

FAZA 1Densitatea

fluxuluimagnetic

]/[2mW

A

P

A

p P q

p

u

p

p =−=234,0

3,06−=

pq

24,7[KW/m2]

Coef.redus deradiaţie

]/[42 K mW C C n pcp ⋅⋅= ε

ε p= 0,8

Ccp=0,8∙5,77 4,8[W/m2K 4]

Temp.Piesei t"

p= 100∙ 44)

100(

p

pcm

c

qT − +

+273

[K]

t" p= 44

8,4

24700)

100

620(100 −⋅ - 273

307[ºC]

Temp.iniţială a

cuptoruluit'c= 100∙ 4

4237)

100( −+

′

p

p p

c

qT

[k]

44

8,4

24700)

100

27320(100 +

+⋅=′ct - 273 576[ºC]

54



Mărimea Relaţia Calculul RezultatulTransmi-sivitatea

prinradiaţie ic

ic

nr t t

T T

C −′

−⋅=

44 )100()

100(

α

[W/m2∙K]

La:t =0

⋅+

−+

= ])1 0 0

2 7 32 0()

1 00

2 7 35 7 6[ ( 44

c pα

21,4420576

1

8,4 =−⋅ [W/m2

∙K]

100570620

1])

100

306273(

)100

273620[(8,4

4

4

=−

⋅

−+

⋅=cpα

[W/m2∙K]

Αmediu

= 89,5

Timpulde

încălzirep p

i p p

Aq

t t cmt

⋅

′′−′′⋅⋅=

)( 1

1][375

00035,024700

)20307(234,01 st =

⋅−

= 6,25[min]

FAZA II de încălzire: de la 307ºC la 590ºCTransmi-sivitateacăldurii

prin radiaţie ic

ic

r t t

T T

−′

−=

44 )100()

100(

α

[W/m2∙K]

La: t = tî

⋅+

−+

= ) ]1 0 0

2 7 35 9 0()

1 0 0

2 7 36 2 0[ (

cpα

130590620

18,4 =

−⋅⋅

la : t = t1

αcp = 105 [W/m2∙K]

117,5[W/m2∙K

]

CriteriulBIOT

p

cp

i

r B

λ

α ⋅=

5,35

01,05,117 ⋅=i B

0,03<0,5

Timpul deîncălzire

][)]([

)100

(

100

32

sTCM

T

TCM C A

cnt

p

cp p

p p

′′

⋅⋅⋅⋅=

ψ

61,0)273620

273307(

25,1)273620

273590(

][305)61,025,1(

)100

620(

100

8400035,0

522234,0

]/[522

32

=++

=++

=−⋅

⋅⋅⋅⋅

⋅=

⋅=

ψ

ψ

s

t

K Kg J c p

5,08 [min]

Timpul total t2 = 6,25 + 5,08 = 11,35 [min]

10.5 Calculul rezistenţei electrice

Materialul încălzitor – aliaj Cu-Ni – nichelina.

55



Caracteristici :

ρ = 7,9 ∙ 10 – 3 [Kg/m] densitatea

ρ = 1,04 ∙ 10 – 6 [Ω ∙ m] rezistivitatea

Pr = 3 ∙ 10 4 [W / m 2] puterea specifică admisibilă

Tî = 590 [ºC] temperatura de încălzirea încărcăturii

Tabelul VI.

Mărimea Relaţia Calculul Rezultat1 2 3 4

Temp.de lucru

tr M = 1,10 ∙ t Tr M = 1,1∙ 590 649[ºC]

Temp.admisibilă

Puterea peunitatea desuprafaţă

a peretelui

Pcp = p A P Pcp =

17,05,4 26,4

[KW/m2]

Putereaspeci-fică a

rezistoa-relor

la 640ºC

3 ∙ 104

[W / m2]

Dimensio-narearezistorului:Diametrul

sârmei.Lungimea

rezistorului

d = 3

1

2 ]Pr

)Pr [(74,0 ρ ⋅⋅u

L =r pd ⋅⋅π

Pr D=

3

1

4

63

103

1004,1

220

105,474,0

⋅⋅⋅

⋅⋅−

L =43

3

103108,1

105,4

⋅⋅⋅⋅⋅−π

0,0018[m]=1,8

[mm]

25,8[m]

56



Temperaturade

lucru arezistorului

trM= 4

4

100100

+

⋅⋅⋅ i

ef prp

r T

A

P

ε ε

-- 273 [ºC]

TrM=

4

43

100

273590

14,077,57,0

105,4100

+

+⋅⋅

⋅⋅ -

273

804[ºC]<<1050[ºC]

11. Studiul tehnico-economic

Cheltuielile de cercetare şi proiectare sunt cheltuielile făcute pentru cercetarea şi

proiectarea cuptorului. Pentru proiectarea acestuia nu se prevăd standarde internaţionale

suplimentare deci nu sunt necesare cheltuieli suplimentare.

Pentru cercetare s-au efectuat: 35 ore.Pentru proiectare s-au efectuat: 70 ore.

Timpul total pentru cercetare – proiectare: 105 ore

Retribuţia tarifară a unui proiectant: 50000 lei / oră

Cheltuieli pe materiale:

Cm = 10 000 000lei

Preţul total al cercetării şi proiectării:

M1 =105 ∙ 50 000 = 5 250 000 lei

Contribuţia de asigurări sociale:

Cs = (25 / 100) ∙ M1 = 1312500 lei

Ajutor de şomaj:

(3.5/ 10) ∙ M1 = 183750 lei

Costul produsului:

57



C p = Cm + M1 + Cs + As

C p=16 746 250 lei

Beneficiul:

B = (15 / 100) ∙ C p = 2 511 937.5 lei

Preţul proiectării şi cercetării:

P pc = C p + B = 19 258 187,5 lei

Studiul tehnico – economic legat de execuţia cuptorului

Întrucât cuptorul electric pentru încercări mecanice la temperaturi ridicate este o

construcţie care cuprinde elemente netipizate, calculul economic se v-a referi la întocmirea

devizului antecalculat.

În calculul acestuia v-a intra:

- costul materiei prime şi a materialelor

- calculul impozitului asupra retribuţiei directe (15% manoperă)

- calculul cheltuielilor directe (cota de regie)

- beneficiul 15% din manoperăCalculul valorii materiei prime şi a materialului:

∑=

=n

i

Pi x1

= 8 000 000 lei,

unde: x – valoarea materiilor prime

Pi – valoarea unui reper

Calculul cotei de aprovizionare: 15% ∙ x = 1 200 000 lei

Manopera.

Pentru execuţie s-au stabilit următoarele:

- pentru operaţiuni efectuate în secţia lăcătuşi mecanici sunt necesare de 20 ore

- secţia izolatori 8,5 ore

58



Valoarea totală a manoperei este:

M = 502 387 lei

Calculul cheltuielilor generale ale secţiei:

Cîp = 100% ∙ M = 502 387lei

Impozitul asupra retribuţiei directe:Ci = (15 / 100) ∙ M = 753 581 lei

Contribuţii pentru asigurări sociale:

CAS = (25 /100) ∙ Pî = 125 596 lei

Costul produsului:

C p = M + Cgî +M' + CAS

C p = 11 130 370 lei

d – cota aprovizionare – transportd = (10 ∙ Cm) / 100 = 1 000 000 lei

Beneficiul:

B = (15 ∙ C p) / 100 = 1 669 555 lei

Preţul accesoriilor (termocuple):

3 ∙ 410 000 = 1 230 000 lei

Preţul produsului:

preţul = 21 230 000 lei

Calculul tehnico economic al cercetării legate de studiul variaţiei caracteristicilor mecanice

şi al analizei structurale.

Necesarul de material de probă respectiv numărul de epruvete necesare studiului este de

144 buc. .

Numărul de ore necesare efectuării experimentelor:

N = 200 oreM1 = 200 ∙ 50 000 = 10 000 000 lei,

unde 50 000 lei / oră – salariul tarifar cercetător

Costul epruvetelor:

59



Pc = M + S + R S – retribuţia muncitorilor productivi

R – cheltuieli generale ale secţiei

∑=

=n

iti N S

1

∙ Si = 100 000 lei

R = 150 000 leiPc = 250 000 lei

P'c = 250 000 ∙ 144 = 36 000 000 lei (costul epruvetelor)

Cheltuieli cu încercările propriu zise : - energie 3 000 000 lei

Preţul epruvetei:

Pc = 3 000 000 + 36 000 000 + 10 000 000 = 49 000 000 lei

Costul cercetării metalografice:

Numărul de ore este de 24 de ore.

Pc = 24 ∙ 50 000 + m =11 200 000lei

m = 10 000 000 lei (materialele)

costul total:

CT = 24 250 000 lei

12. Calculul de rezistenţă

1. Verificarea capetelor de prindere a epruvetei la solicitarea axială.

A

F =σ [N / mm2]

4

10

4

22 ⋅==π π D

A = 78,5 [mm2]

F = 54165 [N] => σ =5,78

54165= 690 [N / mm2]

2. Calculul la presiunea de contact a suprafeţei spirei:

F =4

π

(d2- d21) ∙ Z ∙ s1, unde:

d = 16 [mm]

d1 = 14 [mm]

Z = 7 [spire]

60



s17)1416(

4

54165

22 ⋅−=π = 164,28 [N / mm2] < sastr = 930 [N / mm2]

3. calculul la solicitarea de forfecare a spirei filetului M 16:

d m Km Kf

F f ⋅⋅⋅⋅=

π τ

5,1

8,1==

p

h K f = 1,2 – coeficient de formă al filetului

K m = 5p / d = 0,35 – coeficient ce ţine cont de neuniformitatea

repartizării presiunii.

161535,02,1

54165

⋅⋅⋅⋅=

π

τ f = 171,13 [N / mm2] < τa = 301 MPa

a f σ τ ⋅= 7,0 = 301 N/mm2

61



CAPITOLUL II

Metode computaţionale în studiul fiabilitǎţii coductelor

fabricate din oţel 15 MoMC12 utilizat la transportul

aburului viu

62



Rezumat

Lucrarea urmăreşte să realizeze o prelucrare statistică a duratelor de funcţionare pentru un

număr de 39de,conducte din oţel, 15 MoMC12 utilitate într-o termocentrală. În acest scop,

sunt determinaţi parametrii statistici de fiabilitate, şi anume: - curba duratei de funcţionare

- frecvenţele absolute ale conductelor păstrate şi respectiv scoase din utilizare

- frecvenţa cumulată a căderilor, funcţia de fiabilitate şi rata căderilor care sunt toţi

trasaţi grafic în funcţie de durata de funcţionare a conductelor.

În final, este ilustrată o reprezentare grafică a distribuţiei WEIBULL a căderilor.

Cea mai scăzută rată a căderilor a fost înregistrată pentru timpi de funcţionare din cadrul

intervalului de la 389442 la 235218 reprezintă durata utilă de exploatare într-o termocentrală aconductelor de abur din oţel 15 MoMC12.

1. Consideraţii teoretice

Pentru transportul aburului viu în termocentrale sunt utilizate conducte făcute din oţeluri

feritice slab aliate deoarece sunt sudabile şi relativ ieftine în comparaţie cu alte materiale

termorezistente. Matricea din ferită aliată, care caracterizată prin stabilitatea mecanică, termică şichimică ridicată asigură rezistenţa la fluaj.

Atunci când sunt menţinute în funcţionare perioade îndelungate, în timpul cărora pot fi

supuse la presiuni şi temperaturi mai mari de 15 MPa şi respectiv 500ºC şi la acţiunea chimică a

63



aburului viu, conductele pot suferi unele transformări ireversibile care produc importante

reduceri ale caracteristicilor mecanice.

Din motivele de mai sus este de importanţă vitală să se prevadă cu precizie fiabilitatea de

funcţionare a conductelor de abur, a căror defectare poate avea consecinţe catastrofale.

Fiabilitatea a fost definită drept probabilitatea unui anumit element (dispozitiv, instalaţie,material,etc.) de a îndeplini o anumită funcţie necesară,în anumite condiţii date, pentru o

perioadă dată de timp.

Deoarece fenomenul observat – avarierea conductelor de abur după expuneri prelungite la

presiuni şi temperaturi ridicate – necesită o perioadă mare de observaţie iar conductele reparate

nu sunt acceptate în exploatare, se impune o prelucrare statistică a datelor. În acest scop perioada

totală de observaţie trebuie împărţită în intervale egale de timp,Δt = t 1-t0= t2-t1 = …= ti-ti-1 =…=tc-

tc-1. În cadrul fiecărui interval de timp, (t i-1, t i), sunt înregistrate K i avarii până în momentul final,tc, când toate cele N elemente au fost distruse. Aşadar:

∑=

=c

i

Ki N 1

(1)

Cu ajutorul acestor date sunt determinaţi următorii parametri statistici de fiabilitate:

1. timpul mediu de bună funcţionare, t , este:

t =∑= N

i

i

N

t

1 (2)

în care ti este timpul de bună funcţionare până la rupere, pentru fiecare din cele N elemente luate

în consideraţie.

2. Abaterea pătratică media timpilor de bună funcţionare st este:

( )

∑=−

−=

N

I

it t t

N

s1

2

1

1(3)

3. Frecvenţa absolută cumulată a căderilor, K i:

∑=

=i

j ji K K

1

, (4)

64



unde k j reprezintă numărul căderilor în intervalul de timp j. K i reprezintă numărul total de căderi

la momentul ti .

4. Frecvenţa absolută a elementelor păstrate în funcţie, K *i , reprezintă diferenţa până la

numărul total de elemente observate:

K *i = N - K i (5)

5. Frecvenţa relativă cumulată a căderilor, f N(ti) , se determină pentru fiecare interval de

timp:

f N (ti) = K i / ∑

c

i =1K i (6)

6. Frecvenţa relativă cumulată a căderilor, F N(ti) , reprezintă fracţiunea elementelor care au

fost deteriorate din numărul total de elemente luate în consideraţie:

Fn(ti) = ∑i j =1 f N( t j ) = (1 / N)∑i

j =1 K j (7)

7. Funcţia experimentală de fiabilitate, R N(ti), este raportul dintre frecvenţa absolută a

elementelor păstrate în serviciu, K *i şi numărul total de elemente N:

M

K i∗

=RN(t) (8)

8. Rata experimentală a căderilor, λ N(ti), reprezintă raportul dintre numărul de elemente

scoase din utilizare (numărul de căderi) în intervalul de timp (ti – 1, ti)şi numărul de elemente

păstrate în utilizare până în momentul ti – 1 :

λ N(ti) = K i / K *i – 1 (9)

65



9. Distribuţia Weibull a căderilor este reprezentată prin intermediul unei funcţii care poate

fi trasată ca o diagramă de variaţie a frecvenţelor relative cumulate ale căderilor în funcţie de

momentele când s-au produs:

)][ln()(1

1lnln t f t F

=

−

Scopul lucrării de faţă este de a determina parametrii statistici de fiabilitate ai conductelor

de abur din oţel 15 MoMC 12 care au fost supuse la expuneri îndelungate, la temperaturi şi

presiuni de până la 540ºC şi respectiv 19 MPa, într-o termocentrală.

2. Rezultate experimentale

Experimentul cuprinde un număr de 39 de conducte din oţel 15 MoMC 12 care au avut

durate de funcţionare până la defectare care ilustrează legătura dintre numărul de conducte în

funcţionare şi duratele lor de viaţă corespunzătoare.

Pe baza datelor din Tabelul VII, în figura 30. s-a trasat curba variaţiei duratelor de

funcţionare care ilustrează legătura dintre numărul de conducte în funcţionare şi duratele lor de

viaţă corespunzătoare.

Tabelul VII.

Oţ el 15 MoMC12Durata de viaţă a conductelor până la defectare

Nr. crt. alconductei

Durata defuncţionare

până ladefectare,ore







1 389442 14 319675 27 3005972 372392 15 314543 28 2904423 360146 16 313981 29 2833424 359207 17 311696 30 2733205 351432 18 311543 31 2731296 350187 19 310842 32 2658927 350693 20 308841 33 2619868 346562 21 308564 34 260462

66



9 343976 22 304431 35 26012110 341607 23 304026 36 25443311 332432 24 303987 37 25249012 322457 25 301977 38 24135013 320783 26 301432 39 235218

Figura 30. Curba de supravieţuire.

Fiecare punct individual de pe curbă reprezintă căderea uneia dintre cele 39 de conducte

luate în consideraţie. Prin urmare există 39 de căderi observate în timpul unei perioade desupraveghere de 132100 ore, care a început cu o durată de viaţă de 248400ore şi a luat sfârşit cu

o durată de viaţă de 380500 ore. Perioada de supraveghere a fost împărţită în 14 intervale de timp

cu lungimea a = 10000 ore.

Cu ecuaţia (2) a fost determinată valoarea timpului mediu de bună funcţionare:

t = 310358,85 ore.

Abaterea pătratică medie a timpilor de bună funcţionare a fost determinată cu ajutorul

relaţiei (3) : st = 35864,51 ore

Repartiţia statistică a timpilor de funcţionare, t i , pe cele 14 intervale de timp de mai sus

este cuprinsă în Tabelul VIII. Cu K i a fost desemnat numărul de căderi din fiecare din cele 14

intervale de timp iar t'i a fost determinat drept:

t'i = (t – c) / a (10)

67



unde a = 10000 ore iar c = 260700 ore.

Luând în consideraţie repartiţia statistică a căderilor, pe cele 14 intervale de timp de mai

sus, în figura 31 a fost trasată frecvenţa absolută a conductelor rămase în exploatare, K *i

determinată cu ecuaţia (5), în funcţie de durata de funcţionare. Se observă că sunt doar 14 puncteîn loc de 39 şi că fiecare punct corespunde numărului de căderi observate în cadrul fiecăruia

dintre intervalele de timp de mai sus.

Figura 31.Frecvenţa absolută a elementelor păstrate în utilizare.

În figura 32 a fost ilustrată frecvenţa absolută a conductelor scoase din utilizare.

Diagrama are tot 14 puncte iar fiecare creştere corespunde unei descreşteri în figura 31.

68



Figura 32. Frecvenţa absolută a elementelor scoase din utilizare.

Prin intermediul ecuaţiei (6) a fost determinată frecvenţa relativă a căderilor, f N(ti), pentru

fiecare interval de timp. Prin însumare în conformitate cu relaţia (7), a fost obţinută frecvenţa

relativă cumulată a căderilor, F N(ti), a cărei variaţie a fost ilustrată în figura 33. este o funcţie

crescătoare care atinge unitatea abia în ultimul interval de timp, F N(t14) = 1.

Figura 33. Frecvenţa relativă cumulată a căderilor.

69



Funcţia experimentală de fiabilitate, λ N(ti), a fost obţinută cu ecuaţia (8) şi a fost ilustrată

în figura 34. evident, la începutul perioadei de supraveghere este asigurată cea mai mare

fiabilitate care scade la zero la sfârşit.

Figura 34. Graficul funcţiei experimentale de fiabilitate.

Fiabilitatea celor 39 de conducte la un moment dat este exprimată prin rata experimentală

a căderilor, λ N(ti), determinată conform ecuaţiei (9). Distribuţia ratei căderilor pe cele 14 intervale

de timp de mai sus este prezentată în figura 35. Evident cea mai scăzută rată a căderilor

corespunde celui deal nouălea interval de timp din Tabelul II, adică 328400 – 338400 ore, undenu s-au observat căderi, (K 9 = 0).

Tabel VIII.

Repartiţia statistică a duratelor de funcţionare Nr. crt. Durata de funcţionare, t i K i t'i t'

i K i (t'i) 2 K i1 248400 – 258400 3 - 2,98 - 8,94 26,64122 258400 – 268400 5 - 1,98 - 9,9 19,6023 268400 – 278400 1 - 0,98 - 0,98 0,96044 278400 – 288400 2 0,02 1,04 0,00095 288400 – 298400 1 1,02 1,02 1,04046 298400 – 308400 4 2,02 8,08 16,32167 308400 – 318400 9 3,02 27,18 82,08368 318400 – 328400 4 4,02 16,08 64,64169 328400 – 338400 - 5,02 - -10 338400 – 348400 2 6,02 12,04 72,4808

70



11 348400 – 358400 4 7,02 28,08 197,121612 358400 – 368400 1 8,02 8,02 64,320413 368400 – 378400 2 9,02 18,02 162,720814 378400 - 388400 1 10,02 10,02 100,4004

Figura 35. Rata experimentală a căderilor.

În figura 36. a fost prezentată distribuţia Weibull a căderilor. Pe abscisă au fost luate în

consideraţie valorile lui ln(t) unde t reprezintă limita superioară a intervalelor de timp din Tabelul

II. Variaţia liniară cuprinde 8 puncte ce reprezintă, pe ordonată, valorile pozitive ale lui lnln{1 /

[1 – F (t)]} care au fost obţinute începând cu cel de-al şaptelea şi terminând cu cel de-al

paisprezecelea interval de timp.

71



Figura 36. Reprezentarea grafică a distribuţiei Weibull a căderilor.

3. Concluzii

În cazul conductelor din oţel 15 MoMC 12 utilizate pentru transportul aburului în

termocentrale, a fost determinată durata utilă de funcţionare sub forma intervalului de exploatare

328400 – 338400 ore.

Influenţa expunerii la temperaturi şi timp a ţevilor de oţel folosite pentru

transportul aburului viu ol 15 MOMC 12În ordinea testelor rezistenţa oţelului 15MOMC12 (ţevi) folosit pentru transportul aburului

viu, tensiunea, rezistenţa şi încercarea durităţii au fost executate la temperatura camerei şi la

temperaturi severe în intervalul 510 şi 580º C.

Perioada de funcţionare este 0 şi 73492 ore.

Oţelurile folosite pentru realizarea ţevilor utilizate pentru transportul aburului viu trebuie,

să aibă un nivel ridicat de încredere, altfel duce la deteriorare, care poate cauza eliberarea

accidentală a aburului. În acest caz ţevile pentru transportul aburului viu, se folosesc în

termocentrale, parametrii de lucru sunt ;temperaturi ridicate la 540º C şi presiunea între 14 şi

19MPa. Este foarte probabil că această funcţionare prelungită cauzează unele schimbări

structurale ireversibile anticipând micşorarea parametrilor mecanici.

Este foarte important să se folosească pentru analiza oţelului care trebuie pregătit pentru a

obţine informaţii cu un înalt coeficient de siguranţă a proprietăţilor materialului.

Procedura pentru determinarea caracteristicilor materialului prevede informaţii care nu

sunt neapărat suficiente pentru prezicerea preciziei regimului următor. Proprietăţile materialului

metalic sunt dependente de mărimea şi direcţia (orientarea) grăunţilor de cristal din material.

Prezenta lucrare are ca scop analiza influenţei în ambele cazuri: expunerii timpului şi

influenţa temperaturii asupra caracteristicilor mecanice a oţelului 15MOMC12, în conformitate cu

schimbările structurale. În final, rezultatele testelor se bazează pe metoda interpolării. Este

introdusă teoretic în timpul funcţionării ţevii în condiţii de siguranţă.

72



Rezultate experimentaleEpruvetele sunt tăiate longitudinal şi transversal din secţiunea ţevii de oţel 15MOMC12,

folosit în termocentrale pentru două perioade de timp:31898 şi respectiv 73492 ore. Pentru

comparare epruvetele sunt tăiate la fel, pentru ţevi care nu au fost expuse la temperaturi ridicate.

Testele mecanice, tensiunea de comprimare, rezistenţa la şoc şi duritatea, sunt efectuate

în conformitate cu normele româneşti ISCIR C 29-67, pentru echipamentele care servesc în

condiţii de risc ridicate.Pentru o evaluare mai bună a comportării pieselor la temperaturi ridicate

sunt aduse la temperaturile: 510, 540,560,565,570,580, şi 590ºC.În acest scop aparatura de încercat este echipată cu cuptoare de încălzire cu posibilitatea

de ajustare a temperaturii automatizată.

Tabel IX.

Funcţionare

Ore

Provenienţa

datelor

poziţia Temperatura de încercare ºC20 510 540 560 565 570 580

0 S T min. 450

L min. 450E T 651,2 421,6 414,5 401,8 394,2 386,7 375,8

L 664,2 431,8 425,2 411,5 401,9 399,7 395,831898 E T 554,3 401,3 395,6 391,2 387,2 385,5 371,3

L 594,6 413,2 402,5 401,8 395,8 392,3 382,573492 E T 458,2 355,2 325,3 326,8 315,4 313,5 303,2

L 461,8 368,4 340,5 338,4 329,9 321,2 313,4

73



C oncluzii, perspective

Situaţia actuală din energetica naţională, cât şi din majoritatea ţărilor industriale, este

caracterizată prin funcţionarea a numeroase instalaţii care au depăşit durata de funcţionare de 120

000 de ore . S-a căutat să se cerceteze şi să se pună în valoare capacitatea restantă de serviciu decare dispun materialele utilizate în aceste tubulaturi, fără a se prejudicia performanţele

economice ale instalaţiilor sau a periclita siguranţa lor în exploatare. S-a conceput şi realizat un

program experimental cu o metodologie de alegere a materialelor şi efectuare a încercărilor care

a permis fundamentarea solidă a ipotezelor adoptate în cercetare pe cele două mărci de oţeluri

reprezentative.

Tubulatura din termocentrale trebuie să lucreze fără defecţiuni, într-un anumit interval de

timp, de regulă îndelungat, în condiţii de serviciu date.În industria energetică, dimensionarea se face având la bază coduri şi normative de

calcul. Stabilirea rezistenţelor admisibile de calcul reprezintă o problemă importantă. Unele

normative se limitează numai la indicarea modului de calcul al rezistenţelor admisibile,în timp ce

altele indică valori concrete,pentru fiecare material acceptat.

În ambele moduri, la stabilirea rezistenţelor admisibile se porneşte de la valorile garantate

prin norme ale caracteristicilor de rezistenţă ale materialelor. Toate aceste caracteristici sunt

mărimi statice. Toate elementele tubulaturii din termocentrale, au o probabilitate de rupere chiar

din faza de proiectare. Probabilitatea de rupere este mai mică în faza iniţială de funcţionare şi

creşte în timp, coeficientul de siguranţă reducându-se până la valoarea minimă stabilită pentru

durata de funcţionare calculată.

Degradarea metalurgică rezultată în principal din degradările de ordin structural şi în

special,din fluctuaţiile precipitatelor şi elementelor de aliere în matricea metalică. Degradările

structurale sunt greu detectabile în serviciu din punct de vedere cantitativ. Aceste degradări duc

la eroziunea intergranulară prin cavitaţii care determină ruperea fragilă la temperaturi ridicate a

oţelurilor.Degradarea mecanică se realizează prin procese de formare a cavităţilor şi microfisurilor

şi sunt parametri mai uşor detectabili în vederea realizării unei estimări a duratei de funcţionare.

Cercetarea microstructurală a oţelurilor luate în studiu, reliefează faptul că prin

funcţionarea îndelungată la parametrii de regim, în acestea se produc modificări ireversibile;

74



creşterea grăunţilor de ferită, dispersarea zonelor de perlită,precipitarea de carburi şi coalescenţa

acestora.

Modificările structurale produse, constituie cauza modificării caracteristicilor mecanice.

Astfel, precipitarea unor carburi foarte fine, la început determină creşteri ale rezistenţei

mecanice, iar creşterea cantităţii de carburi precipitate pe limita dintre grăunţi, precum şicoalescenţa acestora,determină scăderea proprietăţilor de rezistenţă şi în final a rezervei de

rezistenţă.

Caracteristicile mecanice ale materialelor conductelor determinate prin încercări statice

(R m, R p0,2, δ5, Z) indică valori superioare celor prescrise pentru materialul în stare de livrare.

Aceeaşi constatare şi pentru rezilienţă, indică valori superioare celor prescrise în norme.

Din normele I.S.C.I.R. când s-a stabilit limita pentru valorile minime admise s-a pornit de

la situaţia cea mai defavorabilă de lucru (presiunea mare de lucru, deci solicitări maxime, condiţiide atac corosiv nefavorabile).

Deci pentru temperaturile mai mari în normele I.S.C.I.R. cresc şi coeficienţii de siguranţă

şi se măresc condiţiile de siguranţă în exploatare a instalaţiei respective.

Studiul legii de fiabilitate are la bază curba de supravieţuire a tubulaturii de abur viu. O

operaţie premergătoare determinării legii teoretice este eliminarea, din masa datelor culese, a

datelor neomogene care fiind erori grosolane nu fac parte din repartiţia dată.

Fiabilitatea, concept modern cu reverberaţii tehnice, economice, sociale, impuse de

dezvoltarea industrială,reuşeşte să definească şi să caracterizeze din punct de vedere calitativ

concepţia constructivă adoptată de proiectant, modul de execuţie, securitate tehnică în exploatare,

nivelul cheltuielilor de recepţie, precum şi pierderile de producţie datorită frecvenţei şi duratei

defectărilor (cedărilor).

Fiabilitatea şi deci securitatea tehnică de ordinul 100% nu poate exista, practic survenind

aşa numitele cazuri de forţă majoră. Este necesar să se cunoască nivelurile optime de fiabilitate,

respectiv de securitate tehnică şi trebuie avut în vedere următorul fapt: circa 95% din cedările

tubulaturii sunt din activitatea tehnologică şi circa 5% sunt cauzate de personalul muncitor.Pe baza cunoştinţelor profesionale privind logica de manifestare a comportamentului

tubulaturii de abur viu, se formulează ipoteza privitoare la legea teoretică de fiabilitate pe care o

urmează datele experimentale. Se elimină datele neomogene (erorile grosolane) pe baza testelor

cunoscute.

75



Când fiabilitatea:

- R(t)Є[0,7; 1], atunci prelevarea epruvetelor se face după

- 20000 – 25000 ore de funcţionare;

- R(t)Є[0,5; 0,7), prelevarea epruvetelor se face după 15000 – 20000

- ore de funcţionare;- R(t)Є[0,3; 0,5), prelevarea epruvetelor se face după 10000 – 15000 ore de funcţionare;

- R(t)Є[0,1; 0,3), prelevarea epruvetelor se face după 5000 – 10000 ore de funcţionare;

Când fiabilitatea este mare, rata căderilor este mică. Fiabilitatea, rezerva de rezistenţă faţă

de limita de curgere şi rezerva de rezistenţă faţă de limita de rupere, dau o informaţie completă

asupra comportării tubulaturii de abur viu.

Tema prezintă un nivel ridicat de generalitate ceea ce creează premizele unor cercetări

ulterioare.Dacă se studiază fiabilitatea mărcilor de oţeluri se poate aprecia durata lor de funcţionare

fără a face încercări experimentale,ci ajutorul curbelor de variaţie a fiabilităţii.

De asemenea o metodă nedistructivă, o constituie studierea mărcilor din punct de vedere

al precipitărilor de carburi.

În funcţie de modificările structurale, putem aprecia durata de viaţă a conductelor.

Pe viitor se caută metode moderne de studiu mai rapide, mai exacte şi mai puţin

costisitoare.

Bibliograf ie

76



[1] AILINCĂI, Gh., ş.a. - Studii privind controlul stării structurale amaterialelor conductelor de abur viu de la cazanele din termocentrale.Conductă de referinţă – magistrala de abur viu CET Galaţi. Contract decercetare ştiinţifică nr. 21316-74, Beneficiar C.I.E.E.T. Bucureşti.[2] AILINCĂI, Gh., ş.a. – Studii privind controlul stării structurale a

materialelor conductelor de abur viu de la cazanele din termocentrale. Cazannr. 8A CET Borzeşti. Contract de cercetare ştiinţifică nr.5232-74, Beneficiar C.I.E.E.T. Bucureşti.[3] AILINCĂI, Gh., ş.a. – Studii privind controlul stării structurale amaterialelor conductelor de abur viu de la cazanele din termocentrale. Contractde cercetare ştiinţifică nr. 7679-72. Beneficiar I.C.E.M. Bucureşti.[4] AILINCĂI, Gh., ş.a. – Studii privind controlul stării structurale amaterialelor conductelor de abur viu de la cazanele din termocentrale. Contractde cercetare ştiinţifică nr. 20791-76. Beneficiar C.I.E.E.T. Bucureşti.

[5] AILINCĂI, Gh., MIHAI, D. – Studii asupra stadiului transformărilorstructurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Contract de cercetare ştiinţifică nr. 821-84. Beneficiar C.I.E.E.T. Bucureşti.[6] AILINCĂI, Gh., MIHAI, D. - Studii asupra stadiului transformărilorstructurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Cazan nr. 4 CET Işalniţa – Conducta de abur viu dreapta, Contract de cercetareştiinţifică nr. 14185-85. Beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.[7] AILINCĂI, Gh., MIHAI, D. – Studii asupra stadiului transformărilorstructurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Conducta de abur viu cazan nr. 1A Brăila. Contract de cercetare ştiinţifică nr.

18673-82. beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.[8] AILINCĂI, Gh., MIHAI, D. – Studii asupra stadiului transformărilorstructurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Cazan CET Brăila. Contract de cercetare ştiinţifică nr. 30/792-82. Beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.[9] AILINCĂI, Gh., MIHAI, D. – Studii asupra studiului transformărilor structurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Contract de cercetare ştiinţifică nr. 24/18673-83. BeneficiarI.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.

[10] AILINCĂI, Gh., MIHAI, D. – Studii asupra studiului transformărilor structurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Contract de cercetare ştiinţifică nr. 3558-83, Beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G.Bucureşti.[11 ] AILINCĂI, Gh., ş.a. – Studii asupra stadiului transformărilor structuraleale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale. Cazan nr.478-81, Beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.

77



[12 ] ALDEA, M. – Cazane de abur şi recipiente sub presiune. Îndrumar,Ediţia a III-a, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1982.

[13 ] BÂRSĂNESCU PAUL-DORU – Rezistenţa materialelor, volumul 1.Solicitări simple. 1998.[14 ] BÂRSĂNESCU PAUL – DORU – O nouă metodă energetică de calcul a

deformaţiilor liniar – elastice ale unui solid deformabil.1985.pagina 343- 348[15]BACIU, C., MIHAI, D., - Studii asupra stadiului transformărilorstructurale ale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale.Contract de cercetare ştiinţifică nr. 55/3207-87, Beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G.Bucureşti.[16]BACIU, C., MIHAI, D. – Studii asupra stadiului transformărilor structuraleale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale. Conductăabur viu dreapta cazan nr. 1 U.E. Paroşeni, Contract de cercetare ştiinţifică nr.58/2484-88, Beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.

[17]BACIU, C., MIHAI, D., - Studii asupra stadiului transformărilor structuraleale materialelor tubulaturii de abur de la cazane din termocentrale. Cazan nr. 2C.E.T. Galaţi, Contract de cercetare ştiinţifică nr. 49/2206-89, BeneficiarI.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.[18] BADEA, S., - Aspecte teoretice privind încercarea de deformabilitate amaterialelor metalice "Metalurgia" , nr. 10,1996.[19] BAIN, E.C., PAXTON, Z.W. – Les elements d'adition dans l'acier, Ed.Dunold, Paris, 1968.[20] BENSIMON, R. – Les aciers, Paris, PYC – Edition, 1971.[21] BUDEI, R., MIHAI, D., ş.a. – Dispozitiv de superfinisat. Brevet de

invenţie nr. 97664-87.[22] BUDEI, R., MIHAI, D., ş.a. – Dispozitiv de vibronetezire. Brevet deinvenţie nr. 128989-88.[23] BURE, W. – Cavities and Cracs in Creep an Fatigue. Apllied Science.

New York. 1981.[24] CHESA, I., ş.a. – Alegerea şi utilizarea oţelurilor. Ed. Tehnică, Bucureşti,1984.[25] CHESA, I., LASCU, N., ş.a. – Mărci şi produse din oţel. Ed. Tehnică ,Bucureşti, 1989.

[26] CIRCA, D., URSACHE, M. – Proprietăţile metalelor, Ed. Didactică şiPedagogică, Bucureşti, 1982.[27] COLAN, H., Ş.A. – Studiul metalelor, Ed. Didactică şi Pedagogică,Bucureşti, 1983.[28] COŞMELEAŢĂ, G., MARIN, N., ş.a. – Variaţia grăuntelui austenitic înfuncţie de viteza de încălzire şi temperatura de austenitizare în cazul oţelurilorCr-Ni-Mo cu bor şi titan, Metalurgia, nr. 11-12, 1991.

78



[29] DORN, J.E. – Mecanical Behavior of Materials at Elevated Temperatures, New York, 1961[30] DRAGAN ,I., NISTOR, L. – Descrierea evoluţiei rezistenţei la deformareîn domeniul de deformare la semicald cu ajutorul unei regresii liniare multiple,“ Metalurgia “, nr. 6,1993.

[31] DYSON, B.F. – Scripta Metall, nr. 17, 1983, p. 131.[32] GERU, N. – Teoria structurală a proprietăţilor metalelor. Ed. Didactică şi

Pedagogică, Bucureşti, 1981.[33.] HORBANIUC, D., MIHAI, D., ş.a. – Culegere de probleme de rezistenţamaterialelor, Ed. “ Gh. Asachi ”, Iaşi, 1993.[34 ] HORBANIUC, D., MIHAI, D., ş.a. – Îndrumar pentru lucrări de laboratorla disciplina rezistenţa materialelor, Ed. “Gh. Asachi ”, Iaşi, 1987.[35 ] LASCU, M., MAZILU, E. – Metalurgia, nr. 12, 1977.[36] MANSON, S.S., HAFERD, A.M. – NASA, Technical note 2890, 1963.

[37] Mc Leon, D. – Vaconsies and Other Point Defects in Metals and Alloys,Symposium Institute of Metals, Londra, 1958.[38] MIHAI, D., ş.a. – Studii asupra comportării oţelurilor folosite întermocentrale (oţel CSN ), Suceava, 20-22 mai 1989.[39] MIHAI, D., ş.a. – Studii asupra comportării oţelurilor folosite întermocentrale (oţel 12H1MF), Al V-lea simpozion naţional de tensometrie, volIII, Galaţi, 20-23 septembrie 1989.[40] MOCANU, D.R. – Rezistenţa materialelor, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1980.[41] MOCANU, D.R., ş.a. – Încercarea materialelor, vol I, Ed. Didactică,Bucureşti, 1982.

[42] PALIHOVICI, V., MIHAI, D., ş.a. – Studiul privind comportarea lasolicitări variabile a unor probe prelevate din capă de generator, Contract decercetare ştiinţifică nr. 7450- 95, Beneficiar I.C.E.M.E.N.ER.G. Bucureşti.[43] PALIHOVICI, V., MIHAI, D., ş.a. – Studiul privind caracteristicile lasolicitări variabile ale unui oţel aliat, Contract de cercetare ştiinţifică nr. 15504-95, beneficiar I.C.E.M.E.N.E.R.G. Bucureşti.[44] PALIHOVICI, V., MIHAI, D., ş.a. – Studii privind creşterea precizieimăsurătorilor deformaţiilor la structurile de rezistenţă şi aparatura necesară,Contract de cercetare ştiinţifică nr. 960-96, Beneficiar SIDEX Galaţi.

[45] PAVEL, A., ş.a. – Siguranţa în funcţionare a utilajelor petrochimice, Ed.Tehnică, Bucureşti, 1987.[46] PETRESCU, S., POPA, M. – Ştiinţa materialelor, Ed. Gheorghe Asachi,Iaşi, 1995.[47] POP, I., NICULESCU, V. – Structura corpului solid, ed. Academiei,Bucureşti, 1971.

79



[48] POPESCU, N., GHEORGHE, C. – Tratamente termice neconvenţionale,Ed. Tehnică, Bucureşti, 1990.[49] TODORAN, T. – Tratarea matematică a datelor experimentale, Ed.Academiei, Bucureşti, 1976.[50] TRIPA, P. – Cercetări asupra ductibilităţii la temperatura normală a unor

oţeluri termorezistente folosite în confecţionarea conductelor de abur,“Metalurgia”, nr. 7, 1995.[51.] XU JIN, CHANGE, J.O. – Acta Metal, nr. 38, 1990, p. 1435.[52.] XENER, C. – Elasticite et Anelasticite des Metaux, Dunod, Paris, 1995.[53] ZET, Gh., URSU, D. – Fizica stării solide. Aplicaţii în onginerie, Ed.Tehnică, Bucureşti 1989.[54] WILKINSON, D.S. – Acta Metal, nr. 35, 1987, p. 1251.[55] WILKINSON, D.S. – Acta Metal, nr. 35, 1987, p. 1791.[56] *** Norme GOST 10801-64.

[57] ***STAS 4203-74 – Metalografie. Luarea şi pregătirea probelormetalografice.[58] *** STAS 7930-67 – Metalografie. Metoda de determinare macroscopicăa mărimii grăuntelui de austenită după aspectul ruperii.[59] *** SR EN ISO 377:200 – Încercarea metalelor. Luarea probelor din oţel

pentru încercări mecanice.[60] *** STAS 10307-75 – Indicatori de fiabilitate.[61] Prescripţii tehnice pentru verificarea deformaţiilor şi modificărilorstructurale ale conductelor şi elementelor cazanelor de abur care funcţioneazăla temperaturi ridicate, C 29-75, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1976.

[62] *** STAS 7626-78 – Metalografie. Microstructuri. Scări etalon pentruoţeluri.[63] *** STAS 8184-87 – Oţeluri pentru ţevi utilizate la temperaturi ridicate.Mărci şi condiţii tehnice de calitate.[64] *** STAS 2883/3-88 – Oţeluri pentru ţevi utilizate la temperaturi ridicate.Mărci şi condiţii tehnice de calitate.[65] MOCANU F. – Rezistenţa materialelor. Editura CERMI, IAŞI, 1998

[66] DUMITRU MIHAI – Rezistenţa materialelor , volumul I,

Editura Tehnopress, Iaşi , 2004, ISBN 973-702-069-3, nr. pagini 270.[67] DUMITRU MIHAI – Rezistenţa materialelor , volumul II,

Editura Tehnopress, Iaşi , 2004, , ISBN 979-702-133-9, nr. pagini 250.

80



[68] MIHAI ŞTEFAN, DUMITRU MIHAI , ş.a. Metode numerice şimplementarea lor pe calculator , Editura Tehnopress, Iaşi , 2004, ISBN 979-702087-1, nr. pagini 270..

[69] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de analiza matematicǎ , volumu

I - Utilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de analizǎ matematicǎEditura Tehnopress, Iaşi , 2004, ISBN 979-708-088-X, nr. pagini 310.

[70] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de algebrǎ , volumul I Utilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de algebrǎ, EditurTehnopress, Iaşi , 2004, pagini 360.

[71] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de algebrǎ , volumul II Utilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de algebrǎ, Editur

Tehnopress, Iaşi , 2004 ,ISBN 979-708-205-X, nr. pagini 440.[72] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de algebrǎ , volumul IIUtilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de algebrǎ, EditurTehnopress, Iaşi , 2005, ISBN 979-702-250-5, nr. pagini 160.

[73] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de algebrǎ , volumul IVUtilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de algebrǎ, EditurTehnopress, Iaşi , 2006, ISBN 973-702-288-2, nr. pagini 265 .

[74] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de gemetrie analiticǎ , volumul IUtilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de geometrie analiticǎ, EditurTehnopress, Iaşi , 2006 , ISBN -13 978-973-702-332-2, nr. pagini 220.

[75] DUMITRU MIHAI –Culegere de probleme de trigonometrie , volumul IUtilizarea calculatorului în rezolvarea problemelor de trigonometrie, EditurTehnopress, Iaşi , 2006.

[76] DOMŞA, Ş. , MIRON, Z. - îndrumător pentru utilizarea fontelor,oţelurilor si aliajelor neferoase, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1985 .

81



82

Documents

licenta taxan