Final (repaired) [304706]

1. OȚELURI INOXIDABILE. DEFINIȚIE ȘI CLASIFICARE

Oțelurile inoxidabile sunt aliaje pe bază de fier ce conțin cel puțin 10,5% Cr [1] și maxim 1,2% C [1].

Una din cele mai importante caractenstici ale acestei clase de oțeluri este rezistența la coroziune într-o multitudine de medii. Rezistența la coroziune nu este o proprietate intrinsecă a materialului, ci este modul de comportare al materialului în urma interacțiunii suprafeței acestuia cu mediul înconjurător. Rezistența la coroziune a oțelurilor inoxidabile este furnizată de un film pasiv ce se comportă asemenea unei bariere între aliaj și mediu [2]. [anonimizat], și, [anonimizat].

[anonimizat] 10,5% la 18%, [anonimizat] o [anonimizat]. [anonimizat], prin alierea oțelului cu crom și nichel. Această aliere va facilita pasivarea [2]. Molibdenul, [anonimizat], [anonimizat], [anonimizat]. Astfel crește considerabil rezistența la coroziune tip pitting și în crevasă în soluții neutre și soluții acide de cloruri [2].

Clasificări ale oțelurilor inoxidabile

Oțelurile inoxidabile sunt clasificate după microstructura în stare de echilibru. Microstructura este dependentă de compoziția chimică a [anonimizat], mangan, azot.

[anonimizat] [3].

1.1.1 Oțeluri martensitice

Se caracterizează prin conținut ridicat în crom 12…17% [anonimizat] 0,1%. [anonimizat] 0,1… 0,5% și rar poate să fie de 1%. Pentru a [anonimizat] (2…4%) [4].

Adaosul de nichel are rolul de a [anonimizat]. Unele calități conțin și adaosuri de titan.

[anonimizat]:

– Oțeluri martensitice cu conținutul scăzut în carbon (0,15% C și 12…14% Cr), destinate fabricării unor produse care sunt supuse unor mari solicitări mecanice și lucrează în medii corozive. Se vor nota convențional cu M 1.

– Oțelurile martensitice cu conținut mediu în carbon (0,2… 0,4% C) [anonimizat] o apreciabilă tenacitate și se vor nota M 2.

– Oțeluri martensitice cu conținutul ridicat în carbon (M3), având (0,6 … 1% C) și (14…16% Cr). [anonimizat], [anonimizat] a pune condiția de tenacitate și a inoxidabilității deosebite [4].

– [anonimizat] (M 4) și având ca elemente de aliere cromul și nichelul se caracterizează prin 0,1% C; 16…20% Cr și 2…4% Ni. Creșterea conținutului în crom mărește tendința de feritizare a oțelului și pentru a o [anonimizat]. Aceste oțeluri au bune proprietăți mecanice și o rezistență la coroziune ameliorată de creșterea conținutului în crom [4].

Clasificarea oțelurilor inoxidabile martensitice se face în funcție de conținutul în carbon, crom și alte elemente de adaos, caraeterizându-se și prin duritățile specifice tabelul 1.1.

Tabelul 1.1 Oțeluri inoxidabile martensitice [4]

Producătorii de oțeluri inoxidabile martensitice fac diferite combinații între elementele de aliere prezentate mai sus tabelul 1.1 și produc diverse mărci, cu utilizare în fabricația mașinilor termice (turbine, motoare), fabricația mașinilor hidraulice, navelor, ustensilelor de bucătărie, instrumentelor chirurgicale, instrumentelor de măsură ș.a.

Pentru ilustrare prezentăm succint câteva mărci de oțeluri care se produc de industria noastră tabelul 1.2 [3].

Oțeluri inoxidabile martensitice [4].

Oțelurile martensitice în stare călită și revenită prezintă o bună rezistență la coroziune în diverse medii tabelul 1.3.

Notă: * Nu mai pare în nomenclatorul din anul 1980.

** Se consideră ca oțeluri cu structură pur martensitică.

∆ Se consideră oțeluri cu structură martensito-feritică.

∆∆ Se consideră oțel cu structură martensito-austenitică.

Tabelul 1.3 Recomandări pentru folosirea oțelurilor inoxidabile martensitice [4].

Tabelul 1.2 Indigene STAS 3583-80 [4].

1.1.2 Oțeluri feritice

Sunt oțeluri inoxidabile care conțin 0,10…0,35% C și 15 … 30% Cr. Sunt oțeluri monofazice și ca atare nu suferă transformări structurale la încălzire și răcire. Se precizează că în anumite situații, respectiv la anumite concentrații în crom și în carbon pot apărea parțial transformări structurale martensitice. Oțelurile inoxidabile feritice prezintă o rezistență la coroziune superioară celor martensitice și sunt mai ieftine decât cele austenitice [3]

În funcție de conținutul în crom și carbon, oțelurile inoxidabile feritice se împart în două grupe, F 1 și F 2, caracterizate prin compoziție chimică și proprietăți mecanice prezentate în tabelul 1.4.

Tabelul 1.4 Oțeluri inoxidabile feritice [4].

Notă : Valorile mari ale lui Rm și mici pentru A și KCU sunt obținute după durificare structurală (călire și revenire) la unele oțeluri din clasa feritică.

Oțeluri inoxidabile feritice [4].

Notă : * Se consideră ca oțel ferito-martensitică.

**Nu mai apare în nomenclatorul din anul 1980.

Prin asocierea diverselor elemente de aliere de aliere ale oțelurilor feritice carbon, crom și adaosuri de diverse elemente s-au creat diverse mărci de oțeluri, care prezintă fie o structură pur feritică, fie o structură ferito-martensitică.

Inducția noastră produce mărci de oțeluri feritice, respectiv ferito-martensitice indicate în tabelul 1.5 [2].

Oțeluri feritice se recomandă a fi folosite în mediile de lucru prezentate în tabelul 1.6

Tabelul 1.6 Recomandări pentru folosirea oțelurilor inoxidabile feritice [4]

Oțeluri feritice, teoretic, sunt insensibile coroziunii sub tensiune. Acest avantaj nu poate fi valorificat în întregime datorită fragilitații ce apare după sudare.

Tabelul 1.5

Indigene STAS 3583-80 [4].

Există tendința de a adăuga dierse elemente de aliere, ca: Ni, Cu, Al, Mo, Ti, Nb și reducerea conținutului în carbon, fapt care va înbunatații comportarea metalurgică la sudare și a permite prelucrarea oțelurilor feritice prin presare la rece.

Dat fiind faptul că aceste oțeluri au un preț de cost mai redus, există tendința de a fi folosite în diverse domenii industriale și cercetările actuale sunt orientate spre a deveni înlocuitoare ale oțelurilor inoxidabile austenitice [2].

1.1.3 Oțeluri inoxidabile austenitice

Oțelurile inoxidabile austenitice se caracterizează prin conținutul scăzut în carbon (C< 0,1%) și un conținut de 12… 25% Cr și 8… 30% Ni, având o anumită proporție de echivalent în elemente alfagene și gamagene, și o stabilitate a austenitei până la temperaturi foarte scăzute.

Oțeluri, inoxidabile austenitice reprezintă o poziție de vârf a gamei de oțeluri inoxidabile atât din punct de vedere al performanțelor, cât și al prețului le cost ridicat. Sunt materialele care prezintă caracteristici mecanice deosebite: rezistă bine la coroziune, se prelucrează ușor prin deformare plastică și au o bună comportare metalurgică la sudare. Oțelurile inoxidabile austenitice se comportă excelent la temperaturi de 1 K până a 1 373 K și rezistă bine la diverși agenți corozivi. Utilizarea lor este adeseori limitată de slabă rezistență la coroziune sub tensiune, mai ales în medii formate din soluții de cloruri și ia temperaturi ridicate [3].

În domeniul oțelurilor inoxidabile austenitice s-au întreprins numeroase cercetări și se cunoaște cu destulă exactitate influența compoziției chimice asupra caracteristicilor mecanice, asupra rezistenței la coroziune și asupra reducerii prețului de cost.

Diversele rapoarte între echivalențele elementelor alfagene și gamagene duc la apariția unor structuri predominant austenitice sau a unor structuri mixte austenito-feritice ș.a.

Oțe1urle inoxidabile austenitice se împart în mai multe grupe, în funcție de elementele principale de aliere [3].

Oțeluri austenitice crom-nichel. Se caracterizează prin conținut foarte scăzut în carbon și proporție de 18-8% a cromului și nichelului calitate care este utilizată cu precădere. Alături de această calitate fundamentală, se fabrică oțeluri inoxidabile austenitice cu proporțiile de crom-nichel 12-12; 16-12; 18-10; 20-12; 25-12; 25-20. Oțelurile inoxidabile crom-nichei se caracterizează și prin conținuturi diferite în carbon, care sunt frecvent 0,12%; 0,05, și 0,03 % .

Pentru a mări rezistența acestor oțeluri la oxidare la temperaturi ridicate li se adaugă siliciu. Adaosurile de siliciu contribuie la suprimarea sensibilității la coroziune sub tensiune și la ameliorarea comportării în medii nitrice foarte oxidante. Combaterea coroziunii intercristaline realizează și prin adaosuri de titan, niobiu în anumite proporții – de obicei de cca 5 ori conținutul în carbon. Mărirea prelucrabilității prin așchiere se realizează prin adaosuri de sulf sau de seleniu. Reducerea prețului de cost a acestor oțeluri se realizează prin înlocuirea parțială a nichelului prin mangan sau azot [4].

Oțelurile austenitice crom-nichel-molibden. Cu scopul de a mări rezistența la coroziune, în special în soluții de acid organici se adaugă 2-4% Mo oțelurilor austenitice 18-8.

Creșterea rezistenței la coroziune a oțelurilor Cr-Ni-Mo se poate face prin adaos de 1-2% Cu sau de 2-4% W și a stabilizatorilor titan sau niobiu. Se recomandă ca, conținutul în carbon a oțelurilor Cr-Ni-Mo să fie foarte mic (C<0,03%).

Oțeluri austenitice Cr-Ni-Mn-N. Adaosurile de mangan în oțelurile pe bază de crom provoacă modifiercări ale vitezei critice de răcire și permit menținerea la temperatură ambiantă a structurii austenitice formată la temperaturi ridicate. Un oțel cu 0,3% C; 17% Cr; 10 % Mn are o structură austenitică la temperaturi ridicate (1 473 K), care la răcire se va transforma în martensită. Indiferent de conținutul în mangan, este posibil de a obține structură austenitică stabilă și la temperatura ambiantă, dacă cromul este de 14-15% și carbonul sub 0.20%. Un oțel Cr- Mn,cu structură austenitică, va avea compoziția C=0.1 %; C= 12-15% și Mn =14-15%. Acest oțel, după răcirea rapidă de la temperatura de 1 373-1473K, va avea o structură pur austenitică. Oțelurile austenitice Cr-Mn sunt sensibile coroziunii intercristaline, dacă sunt menținute chiar un timp scurt în intervalul de temperaturi de 773-1073K. Rezistența la coroziune nu poate fi îmbunătățită, deoarece nu se admite peste 15% Cr și nu se pot folosi adaosurile de titan sau niobiu, fiindcă s-ar restringe domeniul de existență al austenitei. Pentru a evita inconvenientele oțelurilor Cr-Mn, se recurge la oțeluri complexe Cr-Ni-Mn sau Cr-Ni-Mn-N. Alierea cu 2-6% Ni a oțelurilor Cr-Mn conduce la obținerea unei austenite stabile chiar dacă crește cromul la 20 %, fapt care îmbunatatește și rezistența la coroziune. Azotul paote fi folosit ca element austenitizat în oțelurile crom-mangan. Un oțel cu 21% Cr; 14,5%Mn; 0,03% C și 0,7 % N este austenitic după un tratamnet de călire punere în soluție de la 1373 K [4].

Adaosurile de azot în oțelurile crom-nichel ameliorează proprietățile mecanice. Adaosurile de azot înlocuiesc o parte din nichel și contribuie la reducerea prețului de cost al oțelului austenitic inoxidabil.

Clasificarea oțelurilor austenitice inoxidabile se face după compoziția chimică și prezintă caracteristicile indicate în tabelul 1.7

2. PALETELE ROTORULUI

2.1 Construcția paletelor rotorului

Determinarea dimensiunilor, principale ale paletelor rotorului și alegerea profilurilor paletelor se face în cadrul calculului termodinamic al turbinei..

Profilul paletei. Forma profilului paletei se alege în funcție de tipul paletei (cu acțiune sau cu reacțiune) și de numărul Mach corespunzător vitezei relative de la intrare a fluidului[4].

În cazul profilurilor cu acțiune, pentru M>1 se aleg profiluri cu bordul ascuțit de forma celui din fig. 2.1,a, pentru 0,5< M< 1 – profiluri cu bordul de intrare rotunjit (fig. 2.1 ,b), iar pentru M<0, 5 – profiluri bordul de intrare foarte gros (fig. 2.1,c).

a b c a b

Fig. 2.1 Profiluri de palete cu acțiune: Fig. 2.2 Profiluri de palete cu reacțiune:

a – pentru M ≥ 1; b – pentru 0,5 < M < 1,0; a – pentru M < 0,5; b – pentru

c – pentru M ≤ 0,5. M > 0,5.

În cazul profilurilor cu reacțiune, pentru M>0,5 se utilizează profile obișnuite cu reacțiune (fig. 2.2 ,b), iar pentru M<0,5 – profiluri cu bordul de intrare mult rotunjit (fig. 2.2,a).

În fig. 2.3 este redat, pentru exemplificare, desenul unui profil de paletă ICMR tip 25 A 47-33. Profilul se trasează pe baza coordonatelor punctelor de pe contur față de sistemul de coordonate xOy în număr suficient de mare, câte 40…60 puncte, pentru a asigura o reprezentare corectă a conturului (în figură, tabloul cu coordonatele punctelor de pe profil nu este redat). Desenul conține câteva cote suplimentare necesare tehnologului și o serie de date neceare proiectantului: caracteristicile optime ale rețelei de palete, variația unghiului de ieșire în funcție de pasul relative și de unghiul de așezare P al profilului în rețea (folosite la alegerea profilului în faza de calcul termodinamic al turbinei) și caracteristicile mecanice ale profilului: poziția centrului de greutate, aria suprafeței acestuia, înclinația axelor principale de inerție, momentele principale de inerție, modulele de rezistență și razele de inerție ale profilului (mărimi care intervin în faza calculului de rezistență și de vibrații al paletei) [7].

Caracteristicile optime ale rețelei Caracteristicile mecanice

Unghiul de așezare b=76˚…78 Aria suprafeței A=1,02

Pasul optim =0,50…0,58 Coordonarele centrului x=11,61

Unghiul de intrare =40˚…55 de masă y= 8,48

Numărul Mach maxim =0,90 Înclinarea axelor principale de inerție față

Unghiul de ieșire =31˚…34˚ de xa Ox 12˚40' 77˚20'

Momentul de inerție [] =0,0443

=0,4034

Modulul de rezistență[] =0,0814

=0,2128

Razele de inerție =0,2083 =0,6288

Fig. 2.3 Desenul unui profil de paletă utilizat la ICMR și caracteristicile lui.

Partea activă a paletei. Lungimea maximă a părții active a paletelor executate din oțel austenitic pentru turația de 25 rot/s a ajuns 1584 mm (cu aceasta s-a atins o viteză periferică de 497,6 m/s și o suprafață de evacuare de 23,62 ), iar a paletelor executate din titan pentru o turbină de 50 rot/s a ajuns la 1360 mm (cu aceasta s-a realizat o secțiune de iețire de 14,6) [4].

Lățimea paletelor variază de la 5 mm la turbinele cu gaze rare la 20…375 mm sauchiar mai mult la turbinele cu abur și la cele cu gaze uzuale, luându-se cu atât mai mare, cu cât lungimea paletei este mai mare. La turbinele cu abur de putere foarte mică se utilizează și lățimi mai mici, de 8…10 mm.

În fig. 2.4 este repezentată o paletă laminată. La paletă se disting trei părți: partea activă I , care formează pereții laterali ai canalului; piciorul paletei 2, care servește la fixarea paletei pe disc și capul paletei 3, care formează capătul opus piciorului. La extremitatea capului paletei se află cepul 4, care servește la fixarea bandajului, ce acoperă canalul interpaletar[6].

În dreptul piciorului, între două palete vecine, se montează piese intermediare pentru a realiza distanța dintre palete și pentru a asigura așezarea radială a acestora.

Fig. 2.4 Paletă laminată. Fig. 2.5 Paletă frezată, fără piesă intermediară.

Laminarea fiind un procedeu de mare productivitate și foarte economic, face capaletele laminate să fie folosite întotdeauna când solicitările paletei nu depășesc valorile admisibile ale materialelor laminabile.

În cazul paletelor mai puternic solicitate, piciorul paletei, care reprezintă partea cea mai solicitată, se face mai gros decât partea activă a paletei, îngroșarea făcându-se în

contul piesei intermediare. În fig. 2.5 se reprezintă o astfel de paletă. Aceste palete se execută de obicei prin frezare din bare profilate. Uneori paleta frezată se execută dintr-o
singură bucată, împreună cu bandajul (fig. 2.6)[9].

Fig. 2.6 Fig. 2.7 Palete sudate în pachet al unei Fig. 2.8 Rotorul unei turbine

Paletă frezată dintr-o trepte de reglare,a unei turbine LMZ. cu gaze de ardere realizat

bucată cu bandajul prin turnare dintr-o bucată cu

folosită de BBC. paletele.

Pentru mărirea rigidității asamblării paletei cu discul la treptele de reglare ale
turbinelor cu abur care funcționează cu parametri ridicați, unde asigurarea rigidității
prezintă o importanță deosebită din cauza admisiei parțiale a aburului, paletele se sudează
uneori între ele în pachete de câte 2-3 palete. Operația de sudare se execută după
terminarea finisării părții active a paletei; piciorul paletei se prelucrează abia după sudarea
paletelor în pachet. În fig. 2.7 se reprezintă o soluție de acest gen, folosită de L.M.Z[7].

Fig. 2.9 Rotoare cu turbine de gaze folosite în instalațiile de criogenie: a-turbină

radială; b-turbină radial-axială.

Fig. 2.10 Paletă Fig. 2.11 Paletă de lățime Fig.2.12 Paletă ultimei trepte a unei

răsucită. variabilă: a-plăcuțe de stelit. turbine de 330 MW,executată de General Turbo.

În cazul turbinelor cu abur sau cu gaz de dimensiuni mici, care funcționează la
turații mari, unele uzine execută toate paletele dintr-o singură bucată cu discul. Ele se execută fie prin forjare urmată de prelucrări prin electroeroziune, fie prin turnare, ceea ce impune o tehnologie bine pusă la punct, care însă nu este economică decât în cazul unei fabricații de serie mare. În fig. 2.8 este prezentată fotografia rotorului unei turbine cu gaz de tip axial, realizat prin turnare dintr-o singură bucată împreună cu paletele, de către, firma Sulzer

. În fig. 2.9 sunt date fotografiile mărite a două rotoare de turbine cu gaz folosite în instalațiile de criogenie: unul de tip radial (centripetal, fig. 2.9,a) și unul de tip radial – axial (fig. 2.9,b, la o scară mult mărită)[9].

În cazul paletelor de lungime relativ mare se folosesc palete cu profil variabil, numite și palete răsucite (fig.2.10). Ele au o construcție mai complicată și deci un costmai ridicat.

Pentru reducerea solicitărilor datorite forțelor centrifuge, în ultimele trepte ale turbinelor cu abur sau cu gaze de putere mare se caută ca secțiunile transversale ale paletei să se apropie de acelea ale unei bare de egală rezistență la întinderea provocată de forțele centrifuge. În acest scop se micșorează atât lățimea paletei, cât și grosimea ei către periferie (fig.2.11). Prin aceste măsuri masa părții active a paletei se reduce de aproximativ 2,5 ori, iar raza centrului ei de greutate se micșorează de 1,10… 1,18 ori, ambele efecte conducând la reducerea forței centrifuge care acționează asupra părții active a paletei. În acest caz însă trebuie să se mărească în mod corespunzător lățimea paletelor statorului spre periferie, pentru păstrarea jocului axial dintre paleta statorului și paleta rotorului în limite acceptabile[6].

Aceste palete se execută de preferință prin forjare de precizie în matrițe sau se forjează și se prelucrează prin copiere pe o mașină de frezat. Controlul dimensional al paletelor cu profil variabil se execută uneori pe mașini de măsurat automate.

În fig. 2.12 este dată paleta ultimei trepte a turbinei cu abur cu condensație de 330 MW fabricată de "General Turbo" București, pe baza licenței firmei Rateau-Schneider.

Paletele ultimelor trepte ale turbinelor cu condensație se protejează împotriva eroziunii provocate de picăturile de apă prin plăci de stelit lipite pe extradosul paletei, în zona bordului de atac din vecinătatea capului paletei (fig.2.11).

Fig. 2.13 Paletă tubular: a-paletă;

b-disc; c –nit; d –canal pentru aerul

de răcire.

Fig. 2.14 Secțiune prin paleta unei turbine cu

gaze de ardere răcită convective: a-secțiunea

I-I;b-secțiunea II-II;c-secțiunea III-III;

d-secțiunea IV-IV.

În cazul paletelor răcite cu aer ale turbinelor cu gaze de ardere se folosesc palete cu canale de răcire. Aceste palete se execută fie prin forjare, în care caz canalele de aer se obțin prin electroeroziune, fie prin turnare, în care caz canalele se realizează cu ajutorul unor miezuri din țevi din ceramică sau din siliciu sau prin electroeroziune; uneori se folosesc palete tubulare (fig. 2.13).

Paleta tubulară se execută din țeavă prin mai multe ambutisări succesive. Paletele tubulare sunt ușoare, forțele centrifuge ce se exercită asupra lor sunt mai mici ca la paletele pline, astfel că și discul rezultă mai ușor, ceea ce este foarte avantajos mai ales în aviație. Dar ele au dezavantajul că impun un consum mare de aer de răcire [7] .

În fig. 2.14 este dată, după, paleta unei turbine cu gaze de ardere tip Brown Boveri, prevăzută cu răcire convectivă și prin film de aer. Se remarcă geometria foarte complicată a canalelor de răcire. Paleta se execută prin turnare cu modele ușor fuzibile

dintr-un aliaj cu nichel având o rezistență de durată ridicată la ore, ceea ce permite utilizarea acestor palete până la o temperatură a gazelor la intrarea în turbină de circa 1010°C.

Piciorul paletei. În fig. 2.15 și 2.16 se reprezintă fixarea cu praguri laterale, prima în dinte de fierăstrău, a doua cu prag dreptunghiular, utilizate la paletele care au piciorul refulat în formă de cap de ciocan, în cazul solicitărilor mici sau moderate.

Fig. 2.15. Picior în dinte de ferestrău

Fig. 2.17 Paletă având piciorul în formă de Fig. 2.16. Paletă având piciorul cu praguri

furcă. laterale.

O formă de fixare foarte răspândită la treptele de IP și MP este aceea în formă de T (fig. 2.4, 2.5 și 2.7). Aceasta a fost folosită și în cazul paletelor de JP de lungime relativ mare, dar, deoarece îmbinarea nu poate asigura o rigiditate suficient de mare, în ultima vreme, la astfel de palete se utilizează piciorul în formă de furcă (fig. 2.10,2.12 și 2.17). Numărul brațelor furcii este de 2…6, luându-se cu atât mai mare, cu cât lungimea paletei este mai mare. Fixarea paletei de disc se.face cu ajutorul a două până la șase nituri cu cap înecat. În fig. 2.18 se prezintă o soluție constructivă folosită relativ des în ultima vreme la paletele lungi, cunoscută sub numele de picior în formă de brad, iar în fig. 2.19 este prezentat piciorul în formă de clește.La toate construcțiile precedente paletele se introduc într-un locaș comun, dispus tangențial pe periferia discului sau a rotorului. În ultima vreme, unele uzine constructoare de turbine au revenit la introducerea paletelor în câte un canal individual, dispus axial pe disc, așa cum a fost utilizat la început de către Laval (fig. 2.20)[4].

Fig. 2.18 Picior în formă Fig. 2.19 Picior în formă Fig. 2.20 Paletă

de brad. de clește. Laval.

Fig. 2.21 Picior în fornă de brad în canal individual. Fig. 2.22 Paleta de 1200 mm lungime

a unei turbine BBC,având piciorul

în formă de brad,montată intr-in canal

curb.

În fig. 2.21 este prezentată o

soluție constructivă mai nouă, la care

paleta, având piciorul in formă de brad,

este introdusă într-un locaș individual.

Această construcție este folosită mai ales

în cazul ultimelor trepte ale turbinelor

cu condensație, la treptele care funcțio- Fig.2 23 Paleta sudată Fig.2.24 Coroana crestată

nează cu temperaturi ridicate și mai ales pe disc. a unui disc paletat de la o

la turbinele cu gaze de ardere.Ea impune turbină cu gaze de ardere,

o execuție precisă, este mai costisitoare, pentru asigurarea

dar reprezintă soluția optimă din punctual dilatării ei.

de vedere al utilizării materialului

paletei și al coroanei discului. Canalul

poate fi drept sau curb , ca în fig.

2.22[6].

Dimensiunile principale ale piciorului în formă de brad se pot determina, după , astfel: fie pasul paletelor pe diametrul exterior al coroanei;cu notațiile din fig. 2.21 se adoptă,de obicei, a = 25…40˚; a = / 3; H=a / tg (a/2); h ≈ H / 2;

= S / 3; r /d = 0,5…0,6; = 5…10 [mm].

Fig.2.25 Ajustajele de montaj ale unor palete, după [5].

Grosimea piciorului paletei pe direcția axială se recomandă să se ia cu 10…20% mai mare ca dimensiunea profile lui paletei pe aceeași direcție în secțiunea de îmbinare cu piciorul paletei.

Paletele montate în locașuri individuale prezintă avantajul că pot fi ușor înlocuite în cazul ruperii unor palete izolate, fără demontarea celorlalte palete[8].

La turbinele cu gaze care funcționează cu temperaturi relativ scăzute, paletele se prevăd cu picior în formă de furcă, în formă de brad sau chiar cu praguri laterale. La temperaturi mai ridicate se peferă fixarea în canale axiale, individuale, în formă de bulb (fig. 2.20), dar mai ales în formă de brad, care a dat cele mai bune rezultate în exploatare. Prin montarea cu joc a paletei în locaș se asigură libera dilatare a piciorului paletei și a coroanei discului.

Uneori paletele turbinelor cu gaze se asamblează cu discul prin sudare (fig. 2.23). Soluția asigură o fixare rigidă a paletei pe disc, o bună transmitere a căldurii de la paletă la disc și permite executarea paletelor prin turnare din aliaje dure, care nu se pretează la prelucrări prin așchiere, dar restrânge libertatea de alegere a materialelor, iar în cazurile în care nu se asigură libera dilatare a coroanei poate conduce la fisurarea și chiar la ruperea coroanei.

De asemenea, ansamblul discului paletat trebuie supus la un tratament termic de detensionare. De aceea, îmbinarea prin sudare de obicei nu rezultă mai ieftină ca îmbinările mecanice .

Paletele tubulare se fixează pe disc prin nituire și lipire (fig. 2.13). În acest caz, coroana discului se crestează, formându-se niște dinți peste care se montează paletele, care se nituiesc de acești dinți și se lipesc de coroană cu un aliaj de argint cu 14% mangan. Și în acest caz trebuie să se ia măsuri pentru a se asigura dilatarea liberă a coroanei[7] .

Pentru asigurarea dilatării coroanei, aceasta se crestează așa cum se arată în fig.2.24.

În fig. 2.25 sunt prezentate, după, ajustajele de montare ale celor mai răspândite soluții constructive de fixare ale paletelor în rotor, utilizate la turbinele cu abur.

Capul paletei. Forma cepului de pe capul paletei depinde de dimensiunile profilului în dreptul capului paletei, de pasul rețelei și uneori de construcția paletei. În fig. 2.4 este reprezentat cepul folosit în cazul profilelor laminate. Paletele cu profilul gros se prevăd cu cepuri cilindrice (fig. 2.26 și 2.27). Îmbinarea dintre cep și partea activă a paletei se face cu o rază de racordare r, egală cu cel puțin 10% din diametrul d al cepului. În cazul rețelelor de palete cu pas mic se întrebuințează cepuri de secțiune dreptunghiulară.

Fig. 2.26 Cepuri cilindrice. Fig. 2.27 Cep cilindric scobit.

Paletele late se prevăd, de obicei cu două cepuri (fig.2.10). Dacă profilul
paletelor este subțire în dreptul capului și nu permite prevederea cepului, paletele se
îngroașă în apropierea capului, așa cum se arată în fig. 2.10.

Cepurile cilindrice de diametru mare se execută uneori cu o scobitură conică în
interior, pentru a ușura nituirea cepului de bandaj (fig. 2.27).

Axa de simetrie a cepului trebuie să fie perpendiculară pe suprafața care limitează
înălțimea paletei.

Unele uzine execută capul paletei lățit în formă de bandaj, denumit talon superior,
așa cum se vede în fig. 2.7, 2.20 și 2.28. Aceste palete se sprijină unele pe altele în
dreptul capului (fig. 2.28), sau se sudează între ele așa cum arată fig. 2.7.

Soluția din fig. 2.28, preluată de la turbinele

Rateau, este realizată în așa fel încât să fie montată în disc cu

ușoară pretensionare. În acest scop talonul, în starea

nemontată a paletei, este rotit – prin construcție – cu un unghi

mic g față de secțiunea de la baza părții active a paletei. Prin

așezarea paletelor în locaș talonul superior este forțat de

talonul paletelor alăturate să se rotească cu unghiul g sens

invers, torsionând paleta. Astfel se asigură o rigidizare

suficientă a îmbinării taloanelor între ele, paletele

comportându-se ca și când ar fi legate între ele în pachet. O soluție

asemănătoare de pretensionare a paletelor cu ajutorul Fig. 2.28 Paletă cu

taloanelor folosește și firma Brown Boveri la treptele de capul lățit în formă

reglare[8] . de bandaj.

Paletele treptelor cu reacțiune, care nu sunt acoperite cu bandaje, se prevăd cu jocuri mici între capul paletei și carcasă, pentru a reduce la minim scurgerile de fluid prin aceste jocuri. În aceste cazuri, capul paletelor se subțiază prin frezare (fig. 2.16), pentru ca,în cazul când paletele ar freca de carcasă, să se uzeze, fără să se producă ruperea lor, iar căldura dezvoltată prin frecarea lor să fie cât mai mică,pentru a reduce tensiunile și deformațiile termice.

2.2 Construcția pieselor de închidere

Paletele care sunt montate într-un locaș comun, dispus pe periferia rotorului, se introduc în canal una după alta printr-un loc special prevăzut în acest scop. Pentru a obtura locul de introducere a paletelor și a împiedica astfel ieșirea lor ulterioară din canal este nevoie de o piesă de închidere.

Paletele având piciorul în forma de dinte de ferăstrău se pot introduce în canal prin rotirea lor, fără să mai necesite un loc special de introducere. Dar, și în acest caz este necesară utilizarea unor piese de închidere după montarea ultimei palete în locaș.

În fig. 2.29 este prezentată una dintre soluțiile constructive de piese de închidere

utilizate în cazul paletelor cu piciorul în formă de T. Ele constau dintr-un călăreț a, executat

din oțel cu conținut redus de carbon cu o plasticitate ridicată, refulat în locul de introducere peste o pană de oțel b[4].

În fig. 2.30 se arată călărețul înainte de baterea lui în locaș. La o execuție corectă a închiderii, călărețul prin refulare umple complet locașul lui și asigură o bună închidere a paletelor în canal. Dar această soluție constructivă prezintă dezavantajul că nu permite verificarea corectitudinii refulării materialului călărețului în locaș, ceea ce poate să aibă ca urmare ieșirea lui din locaș sub influența forțelor centrifuge și avarierea turbinei.

Fig. 2.29 Piesele de închidere Fig. 2.30 Călăre- Fig. 2.31 Piesele de închidere

ale paletelor cu piciorul în T:a – țul din fig. 2.1.29, ICMR.

călărețul; b – pana. inainte de montare.

În fig. 2.31 se prezintă o altă soluție constructivă de piesă de închidere, utilizată de Uzina de Construcții de Mașini din Reșița în cazul paletelor de MP cu piciorul în formă de T. Ea constă dintr-o pană a, executată din oțel inoxidabil 20 Cr 130, care servește la strângerea pachetelor de palete (strângere care se realizează prin baterea forțată a penei în locaș), și din piesa de închidere b, executată dintr-un oțel inoxidabil cu plasticitate ridicată tip 8 Cr 155, al cărei cap se îndoaie peste pana a după ajustarea penei. Pana este împiedicată să iasă de către capul c, iar piesa de închidere – de gheara care intră sub piciorul paletei alăturate. Pentru a se creea spațiul necesar ghearei, piciorul paletei alăturate se scurtează prin frezare. În cazul paletelor mai solicitate, la care din motive de rezistență această frezare nu se poate executa, locașul necesar ghearei se frezează în coroana discului[10].

În fig. 2.32 se prezintă piesele de închidere utilizate în cazul paletelor montate

într-un locaș în formă de dinte de ferăstrău la firma Siemens. Ele constau din trei piese, pana din mijloc fiind reținută în locaș prin îndoirea vârfului pieselor laterale. În fig. 2.33 este prezentată soluția folosită la același tip de canal de firma Brown Boveri. Locașul de introducere, frezat în formă de T, se închide cu piesele a și b, reținute în poziția lor de pana mijlocie c, ieșirea acesteia fiind împiedicată prin îndoirea capetelor pieselor de închidere a și b.

În cazul paletelor introduse în locașe individuale piesele de închidere se reduc la simple siguranțe, care împiedică ieșirea paletelor din locaș.

Fig. 2.32 Piesele de Fig. 2.33 Piesele de Fig. 2.34 Piesele de închidere folosite

închidere SSW. închidere BBC. la paletele introduse în canale individuale:

a – inel despicat; b – sârma de ștemuire.

În fig. 2.34 este prezentată una dintre soluțiile utilizate în cazul paletelor cu piciorul în formă de brad. Siguranța constă dintr-un inel a, despicat într-un plan radial pentru a putea fi montat, fixat printr-o sârmă b ștemuită în locaș.

2.3 Materiale pentru paletele rotorului

2.3.1Materiale utilizate

La alegerea materialului pentru paletele rotorului trebuie să se țină seama de caracteristicile de rezistență, de proprietățile fizice (rezistența la coroziune și la oxidare,rezistența la eroziune) – în condițiile în care vor funcționa paletele – de proprietățile tehnologice legate în special de posibilitățile de execuție și de preț.

Condițiile în care funcționează paletele rotorului, în special în cazul marilor turbine cu condensație, sunt foarte diferite de la prima la ultima treaptă a turbinei. Paletele de IP ale turbinei cu gaze funcționează la temperaturi ce pot atinge 800… 900° C, iar cele de la turbinele cu abur care funcționează la temperaturi ridicate, se apropie, sau chiar depășesc 550° C. Fiind relativ scurte, sunt supuse unor solicitări mici, dar, ca urmare a temperaturilor ridicate, apare fenomenul de fluaj, din care cauză tensiunile admisibile sunt foarte mici. Admisia parțială a aburului provoacă forțe periodice, care sunt surse de vibrații periculoase, cu toate că aburul înconjurător, care are o densitate mare, are o oarecare acțiune amortizoare. La alegerea materialului pentru aceste trepte sunt determinante limita de fluaj, rezistența de durată la solicitările statice, rezistența la temperaturi ridicate, factorul de amortizare al materialului, coeficientul de dilatare liniară și conductibilitatea termică a materialului[9].

Paletele treptelor de MP ale turbinelor cu abur funcționează la temperature moderate, sub 400° C, și, nefiind prea lungi, nu ridică dificultăți deosebite la alegerea materialului. Depunerile de săruri pe palete, care au loc la unele trepte de medie presiune, ca urmare a tratării necorespunzătoare a apei de alimentare a cazanului, provoacă creșterea solicitărilor mecanice prin creșterea forței centrifuge și a gradului de reacțiune al treptei. În perioadele de oprire ale turbinei, aburul condensat formează cu sărurile higroscopice soluții agresive, care corodează paletele, ceea ce provoacă o reducere foarte pronunțată a rezistenței la oboseală a materialului[8].

Paletele treptelor de JP ale marilor turbine cu condensație și cele ale turbinelor cu gaze ridică probleme. Fiind lungi și funcționând cu viteze periferice mari, sunt supuse unor solicitări mari de către forțele centrifuge (care depășesc adeseori 400 MPa),oscilațiile în rezonanță sunt greu de evitat, iar picăturile de apă care se formează prin condensarea aburului umed exercită asupra paletelor o acțiune erozivă deosebit de puternică.

Condițiile foarte diferite în care funcționează treptele marilor turbine – în special cele ale turbinelor cu condensație – nu permit utilizarea în condiții economice a unui singur material de palete pentru toate treptele turbine[8].

În trecut, ca material pentru paletele turbinelor cu abur s-au utilizat adeseori alama

cu 72 % Cu și alama cu Ni, mai rar metalul monel. Ultimul reprezintă un aliaj format din

67 % Ni, 28 % Cu și 5 % diverse metale. O largă utilizare a avut metalul monel la turbinele

navale, unde, din cauza rezistenței sale mari la coroziune, se mai utilizează și în prezent.

Laminat la cald, are o rezistență la rupere de 550… 650 MPa și o limită de curgere de 340

MPa. Este însă un aliaj scump, aproximativ de două ori mai scump ca oțelul inoxidabil cu

13 % Cr.

Încercările de a utiliza oțelurile carbon ca material de palete nu au dus la rezultate

satisfăcătoare. în prezent, oțelurile carbon se mai folosesc uneori ca material pentru piesele de distanță dintre palete. De o largă utilizare s-a bucurat în primele decenii ale secolului nostru, oțelul cu 5 % Ni.

Materialele utilizate în prezent pentru palete pot fi clasificate în trei grupe: oțeluri

feritice, oțeluri austenitice și aliaje speciale.

Oțelurile feritice au un conținut redus de elemente de aliere, cu excepția conținutului de Cr care depășește 10 %. Ele au o conductibilitate termică ridicată și un coeficient de dilatare liniară aproximativ egal cu acela al oțelurilor obișnuite, ceea ce le asigură o bună comportare la variațiile de temperatură. Au o rezistență destul de ridicată chiar și la temperaturi mari și un decrement logaritmic relativ mare. Oțelurile feritice se prelucrează ușor prin așchiere, dar nu se pot suda sau se sudează greu[7].

Având în vedere aceste proprietăți și prețul lor relativ scăzut ele se folosesc în toate

cazurile în care condițiile de funcționare nu obligă utilizarea oțelurilor austenitice sau chiar a aliajelor speciale. Limita superioară de utilizare a oțelurilor feritice se consider că este situată la 550…565° C. Dincolo de această limită rezistența lor mecanică scade la valori foarte mici și de aceea trebuie să se adopte oțeluri austenitice sau aliaje speciale.

Oțelurile austenitice au un conținut ridicat

de elemente de aliere și caracteristici de rezistență

deosebite chiar și la temperaturi ridicate, dar prețul

lor este de câteva ori mai mare ca acela al

oțelurilor feritice. Totuși, în cazul temperaturilor

ridicate, precum și în cazul solicitărilor mecanice

foarte mari, chiar și la temperaturi moderate, ele

sunt de neînlocuit. Au o conductibilitate termică

mai mică decât oțelurile feritice, motiv pentru care Fig. 2.35 Coeficientul mediu de

suferă deformații mari la variațiile de temperatură. dilatare liniară a oțelurilor.

Coeficientul lor de dilatare liniară este mai mare ca

acela al oțelurilor feritice (fig. 2.35), ceea ce

ridică probleme constructive dificile, mai ales în

cazul asamblărilor pieselor din oțeluri austenitice cu

piese din oțeluri feritice. Au un decrement

logaritmic mai mic ca oțelurile feritice ( tabelul 2.6), și, deci, amortizează mai slab oscilațiile. Totodată oțelurile austenitice sunt mai greu de forjat, ceea ce limitează dimensiunile lor, adeseori mai greu de prelucrat prin așchiere, în schimb se sudează de obicei ușor.

Aliajele speciale sunt realizate de obicei pe bază de cobalt, nichel sau titan. Fierul

la aceste aliaje lipsește complet sau aproape complet din compoziție. Ele ar putea fi utilizate ca foarte ridicat nu se folosesc decât rar în construcțiile de turbine cu abur, în schimb se utilizează frecvent la turbinele cu gaze[10].

În cele ce urmează se prezintă câteva materiale de palete, mai răspândite, și domeniile lor de utilizare. În tabelele 2.1….2.4 sunt indicate compozițiile chimice și caracteristicile mecanice ale acestora. În aceste tabele și în diagramele din fig.2.36 și 2.43 s-au notat cu: – rezistența de rupere la tracțiune, în MPa; – limita convențională de curgere, în MPa; – rezistența la oboseală, în MPa; – limita de fluaj, definită ca fiind tensiunea care provoacă o alungire specifică permanentă ε după timpul t, la o temperatură constantă T, în MPa; – rezistența de durată, definită ca fiind tensiunea care duce la rupere după timpul t, la o temperatură constantă T, în MPa; -alungirea la rupere, în %; Z – gâtuirea în %; E – modulul de elasticitate, în MPa; KCU -reziliența, în MJ /; c – căldura specifică, în J/kg ° C; – coeficientul mediu de dilatare liniară, într-un interval de temperatură dat, în 1 / ° C; – conductibilitatea termică,în W / m ° C; r- densitatea kg / [7].

Oțelul mangan nr. 1 din tabelul 2.1 se utilizează pentru paletele de turbine cu abur care sunt supuse unor 1solicitări mijlocii, la temperaturi sub 400° C, cu condiția ca aburul să nu conțină săruri de sodiu sau potasiu. În astfel de cazuri se impune utilizarea unor oțeluri inoxidabile cu 13 % Cr[8].

Oțelurile inoxidabile cu 13 % Cr (nr.2 și 3) de tipul 13 Cr 130 și 20 Cr 130 se utilizează pe scară largă ca material de palete începând din anul 1938 și constituie, încă, pentru unele uzine un material universal pentru toate treptele turbinelor cu abur, care funcționează la temperaturi sub 450° C. Unii autori și consideră că, la solicitări mici, aceste oțeluri se pot folosi până la 550° C. Larga răspândire a acestor oțeluri se datorește proprietăților lor deosebite. Ele au caracteristici de rezistență la încercări statice de scurtă durată și rezistență la oboseală ridicate , care scad relative puțin până la circa 400° C.

Tabelul 2.1 Compoziția chimică, în % a unor materiale de palete.

Tabelul 2.2 Caracteristicile mecanice ale unor material d e palete la diferite temperature.

Tabelul 2.3. Modulul de elasticitate E* (MPa) al unor oțeluri de palete

Tabelul 2.4. Coeficientul de dilatare liniară mediu * al unor oțeluri de palete, în 1/grd

* Limita inferioară a intervalului de temperatură este de 0°C în loc de 20° C.

** Intervalul de temperatură este 20…550° C.

*** Limita inferioară a intervalului de temperatură este de 25° C în loc de 20° C.

Abia dincolo de această limită caracteristicile lor de rezistență încep să scadă rapid, dar rămân încă relativ ridicate până la o temperatură de circa 500° C (fîg. 2.36).

Fig. 2.36 Caracteristicile de rezistență ale oțelurilor inoxidabile 13 Cr 130 și 20 Cr 130.

Aceste oțeluri se supun de obicei unui tratament de îmbunătățire, constând dintr-o

călire în aer sau ulei de la 1030…1050° C, urmată de o revenire la 730…750° C cu răcire în aer. Caracteristicile mecanice la temperatura mediului ambiant variază în limite largi cu modificarea temperaturii de revenire. Coborârea temperaturii de revenire pentru creșterea rezistenței de rupere și a limitei de curgere nu este însă indicată pentru materialele de palete, deoarece se micșorează alungirea, contracția și reziliența[7].

Fig. 2.37 Caracteristicile de fluaj ale oțelului 20 Cr 130.

Fig. 2.38 Limita de fluaj a oțelului 20 Cr 130 la diferite temperaturi.

Caracteristicile de rezistență ale acestor oțeluri sunt stabile în timp; cercetările experimentale au arătat că, ele nu se modifică în mod sensibil nici după o încercare de fluaj de 10 000 ore la 550° C. Abia după o încercare de fluaj la 600° C caracteristicile de rezistență la 20 ° C suferă o reducere apreciabilă.

În fig.2.37 este dată caracteristica de fluaj: tensiunea în funcție de viteza de fluaj V pentru oțelul 20 Cr 130 și rezistența de durată în funcție de timp pentru temperaturile de 450 și 500 ° C, în fig. 2.38 – limita de fluaj în funcție de timp pentru diferite temperaturi, ale aceluiași oțel, iar în tabelul 2.3 – câteva dintre proprietățile lui fizice. Otelul cu 13 % Cr amortizează mult mai bine oscilațiile ca celelalte oțeluri, decrementul lui logaritmic fiind mai mare (tabelul 2.6 și fig. 2.44). Valoarea lui este foarte stabilă, fiind puțin influențată de timp. Se prelucrează ușor prin așchiere. Este nitrurabil. Îmbunătățit la o rezistență de rupere înaltă, are o rezistență la coroziune ridicată și se comportă bine la eroziunea provocată de picăturile de apă în domeniul aburului umed [9].

Tabelul 2.5 Unele proprietăți fizice ale oțelului 20 Cr 130

De aceea se folosește și la ultimele trepte ale turbinelor cu condensație. Coroziunea reduce rezistența lui la oboseală la jumătate din valoarea rezistenței la oboseală a materialului necorodat. Sulfatul de sodiu, clorura de sodiu și hidratul de sodiu au o acțiune și mai pronunțată; în unele cazuri rezistența la oboseală scade la 13 % din valoarea rezistenței la oboseală a materialului necorodat[12].

Tabelul 2.6 Decrementul logaritmic a unor materiale

Oțelul 20 Cr 130 se folosește de către "General Turbo" și în cazul paletelor matrițate. În acest caz se recomandă să se limiteze conținutul de crom la maximum 13,5 %, cel de siliciu la maximum 0,4 % și cel de mangan la maximum 0,5 %. Semifabricatele matrițate trebuie să aibă, după tratamentul termic, următoarele caracterisici mecanice: = 800…900; 650; 12 %; KCU0,45 longitudinal; KCU0,25 transversal.

În cazul unor solicitări mai mici se utilizează, în locul oțelului 20 Cr 130, oțelul inoxidabil 13 Cr 130, care este foarte plastic, este mai puțin sensibil la concentratori și are decrementul logaritmic mai mare ca oțelul 20 Cr 130. Cu un conținut de carbon de maximum 0,12 %, el se folosește ca material pentru paletele laminate[10].

Oțelul 25 MoCr 130 (nr.4) are o rezistență la rupere la rece și la cald mai ridicate ca oțelul 20 Cr 130. Se folosește de asemenea de către, "General Turbo" ca material pentru paletele frezate. Prin restrângerea conțintului de molibden la 0,4…0,6 % și a manganului la 0,35…0,65 %, acest oțel se folosețe de aceeași uzină și în cazul paletelor matrițate.

Oțelurile Cr-Mn-Mo-V, nr.5 și 6, se utilizează, de asemenea, ca material de palete, dar și ca materiale pentru discurile rotorului și . Primul se întrebuințează la temperaturi sub 450 ° C, iar al doilea și peste 500 ° C. Oțelul nr.6, utilizat ca material pentru palete se va supune unei reveniri la o temperatura mai joasă pentru a menține ridicată limita de curgere a materialului. Rezistența de durată a acestui oțel nu este influențată de temperatura de revenire.

Oțelul Cr-Ni-Mo-V, nr.7, se întrebuințează în domeniul temperaturilor joase, la solicitări foarte mari, în cazul ultimelor trepte ale turbinelor cu condensație . Se folosește și ca material pentru discurile rotorului în domeniul temperaturilor joase [9].

În Republica Cehă, în locul oțelurilor aliate cu Mo, la temperaturi sub 540 ° C se întrebuințează oțelul Poldi HDT cu Cr-W-V conform standardului CSN 15331. El are o rezistență de durată ridicată, dar o rezistență mică la coroziune când turbina este oprită și o valoare mai mică a decrementului logaritmic [9].

La temperaturi peste 475° C în fosta URSS se foloseau oțelurile nr.9…14 .

Oțelul perilitic 15 X 11 Mф (nr.9) se recomandă pentru palete care funcționeață sub 550° C, iar oțelul inoxidabil ЭИ (nr. 10) până la 580° C. Aceste două oțeluri se utilizează și pentru paletele supuse la solicitări foarte mari de întindere ale ultimelor trepte ale marilor turbine cu condensație, iar ultimul chiar și pentru discurile rotorului. Uneori se mai adaugă în compoziția lui și cobalt. După cum rezultă din fig.2.44, acesta are un decrement logaritmic mai mic ca oțelul 13 Cr 130 .

Fig. 2.39 Caracateristicile de rezistență Fig. 2.40 Viteza de fluaj V a oțeluluiale oțelului ЭИ 123. ЭИ 123.

La temperaturi mai mari se întrebuințează oțelurile austenitice ЭИ 123 sau ЭИ 405 (nr.ll și 12) până ia 600° C, sau ЭИ 612 (nr. 13) până la 650° C sau ЭИ 612K (nr.14) până la 700° C. Ele au în compoziția lor, pe lângă un conținut de crom de 14… 17 %, și un conținut ridicat de nichel de 12…38 % și diferite adaosuri de molibden, cobalt, titan, wolfram, niobiu, bor .Aceste oțeluri austenitice au o rezistență la coroziune mai mare, o plasticitate mai ridicată, dar au limita de curgere mai mică decât oțelurile inoxidabile de tipul 20 Cr 130 la încercările de scurtă durată și decrementul logaritmic mai mic ca oțelurile feritice[8] .

Oțelul ЭИ 123 are caracteristici de rezistență nu prea înalte la încercările de scurtă durată, dar ele nu scad decât puțin până la 600° C . Se supune de obicei unui tratament termic de normalizare la 1000…1050° C, urmat sau nu de o îmbătrânire la 800° C timp de circa 8 ore. Prin tratamentul de îmbătrânire caracteristicile mecanice la 20° C vor fi mai înalte, dar în domeniul temperaturilor mari sunt numai cu puțin mai ridicate. Caracteristicile de rezistență ale acestui oțel sunt stabile în timp [8].

Fig. 2.41 Rezistența de durată a oțelului ЭИ 123.

Fig. 2.42 Limita de fluaj a oțelului ЭИ 123.

În fig. 2.40… 2.42 sunt date caracteristicile de fluaj ale acestui oțel în intervalul de temperaturi 550… 650° C.

De o largă utilizare se bucură și oțelurile de tipul oțelului ЭИ 405 (nr. 12), care are o bună stabilitate a structurii sale.

În fig. 2.43 sunt date curbele de variație ale rezistenței de durată pentru ore și limita de fluaj pentru o deformație specifică de 1 % după ore, în funcție de temperatură, pentru mai multe calități de oțeluri perlitice și austenitice. Se vede că, în domeniul de temperaturi de 650.. .700° C, caracteristicile de fluaj ale oțelului ЭИ 612K sunt mult superioare tuturor celorlalte oțeluri[7] .

Aliajele speciale se utilizează deocamdată numai în condiții deosebit de grele în construcția turbinelor cu abur. Astfel la puteri peste 300 MW se utilizează uneori aliajele pe baza de titan, cu circa 5 % Cr și 3% Al. Ele au o densitate mică, de numai 4540 kg / și caracteristici de rezistență foarte ridicate: = 1050 MPa, = 980 MPa, = 15 %, Z=40 %, duritatea Brinell HB =320, iar modulul de elasticitate E=112 000 MPa este aproximativ de două ori mai mic decât al oțelurilor. Este foarte sensibil la crestături (.concentratori) și zgârieturi, care îi reduc rezistența la oboseală. Rezistența la coroziune este bună până la circa 500° C. Aceste aliaje au un preț foarte ridicat, fiind greu de obținut. Se pot obține prin sinterizare, urmată de forjare sau laminare.

Fig. 2.43 Rezistența de durată Fig. 2.44 Decrementul logaritmic al unor oțeluri de

(cu linie plină) pentru t= și limita palete la diferite temperaturi și diferite solicitări.

de fluaj (cu linie întreruptă) pentru

ε = 1% și t= ale unor materiale de

palete.

În cazul unor solicitări foarte mari se pot folosi și aliajele din seria Nimonic. Ele au un preț foarte ridicat și sunt pretențioase și sensibile în execuție. Au decrementul logaritmic scăzut (tabelul 2.6), din care cauză posibilitățile de vibrație ale paletelor trebuie evitate cu grijă. Paletele subțiri sau cele cu bordul de intrare sau ieșire subțire sunt contraindicate în acest caz. În tabelele 11.3… 11.6 sunt date compoziția chimică și câteva

caracteristici mecanice pentru aliajul Nimonic 80 A, care se folosește pentru palete, părți

de rotor de dimensiuni limitate și șuruburi, la temperaturi sub 750° C. În fig. 2.43 este

reprezentată variația rezistenței de durată a acestui aliaj în funcție de temperatură în comparație cu alte materiale de palete. Este foarte rezistent la coroziune; este sudabil; densitatea lui este de 7980 kg / .

Paletele care funcționează în domeniul aburului umed se protejează contra uzării provocate de picăturile de apă prin plăci de stelit lipite pe spatele paletelor cu ajutorul unui aliaj de argint. Stelitul este un aliaj pe bază de cobalt, conținând 65 % Co, 25…28 % Cr, 4…8 % W, 2,0…2,5 % Si, 1…2 % C, restul Fe. El are o duritate de peste 40 [9].

3. DETERMINAREA DURITĂȚII MATERIALELOR METALICE

Duritatea este proprietatea unui material metalic de a opune rezistență la pătrunderea

în stratul său superficial a unui corp penetrator. Altfel spus, duritatea caracterizează capacitatea metalelor de a rezista unei deformări superficiale[9].

Duritatea este o caracteristică importantă a materialelor metalice și este legată de utilizarea practică a acestora. Pentru determinarea durității se utilizează o serie de metode care pot fi clasificate după modul în care se desfășoară acțiunea de deformare a suprafeței.

Metodele de determinare a durității prin apăsare se deosebesc între ele, în principal prin forma penetratorului, condiții de lucru, dimensiuni caracteristice ale urmelor obținute.Cele mai cunoscute și mai utilizate metode de determinare a durității prin apăsare sunt: Brinell, Vickers și Rockwell[8].

Metoda Brinell reglementată prin standardul SR EN10003-1 Metoda constă în determinarea rezistenței pe care o opun metalele, pătrunderii unei bile de oțel călit cu diametrul D sub acțiunea unei sarcini constante F care acționează perpendicular pe suprafața piesei de încercat, un timp dat.

Fig. 3.1 Schema încercării de duritate după metoda Brinell

Tabelul 3.1Metode utilizate în determinarea durității.

Exprimarea durității se face prin raportarea forței la suprafața ariei calotei sferice a urmei rămase după îndepărtarea penetratorului,fiind notată astfel:

(3.1)

unde: F-forța aplicată în daN (Ikgf = 9,80665 N), iar S este aria calotei sferice în mm2

Aria suprafeței calotei sferice se poate calcula măsurând diametrul d al acesteia, cu ajutorul unei lupe, a unui microscop sau prin proiectarea urmei pe un ecran gradat,cu ajutorul relației următoare:

(3.2)

de unde rezultă:

(3.3)

Folosind la determinarea durității un penetrator bilă cu diametru constant și sarcini crescânde, se obțin durități crescânde pentru același material. De asemeni, utilizând o sarcină de apăsare constantă dar folosind bile cu diametre care descresc duritatea citită scade aparent.

Pentru a asigura compatibilitatea rezultatelor măsurătorilor trebuie respectată similitudinea geometrică a urmelor produse. Aceasta înseamnă că unghiul , (schema redată în fig. 3.1 ) trebuie să fie identic la urmele de duritate. Folosim următoarea relație:

(3.4)

iar relația de calcul a durității va fi :

(3.5)

Pentru a obține valori ale durității constante ( = const.), rezultă condiția ca raportul să fie constant. Raportul menționat este denumit grad de solicitare și se notează .

Gradul de solicitare este ales la determinarea durității în funcție de natura materialului și de grosimea probei dintr-un șir de valori standardizate: k = 30; 15; 10; 5; 2,5; 1. Altfel spus, sarcinile folosite pot fi 30; 15; 10; 5 etc[9]. Eroarea admisibilă a sarcinilor este de maxim 1%.

Gradul de solicitare k se alege în funcție de duritatea materialului astfel încât diametrul urmei să satisfacă condiția: 0,25 D < d < 0,60 D.

Se recomandă pentru alegerea sarcinii în funcție de natura materialului piesei a cărei duritate se măsoară următoarele: pentru oțeluri și fonte 30; pentru alame și bronzuri, aliaje Al-Cu-Mg,aliaje Al-Si etc. 10 ; pentru aliaje de magneziu 5 ; pentru aliaje pentru lagăre cu alunecare 2,5 etc.

Probele supuse încercării trebuie să întrunească unele condiții și în ce privește grosimea. Astfel, pentru a evita influența suportului probei, grosimea minimă trebuie să fie egală cu de opt ori înălțimea urmei, Grosimea minimă poate fi calculată utilizând relația:

(3.6)

iar forța maximă utilizată la grosimea a, duritatea informativă HB și bila de diametru D poate fi calculată cu relația:

(3.7)

Dacă nu există posibilitatea efectuării unei încercări estimative a durității, diametrul bilei se alege în funcție de grosimea materialului. Aceasta trebuie să fie de cel puțin zece ori mai mare decât adâncimea urmei. În practică se folosesc bile cu diametrele de: 10; 5; 2,5; 1,25; 0,625 mm. Bila cu diametrul de 10 mm se poate folosi numai la piese cu grosimea peste 6 mm, bila cu diametrul de 5 mm se poate folosi numai la piese cu grosimea peste 3 mm și mai mică de 6 mm, bilele cu diametrul de 2,5 sau de 1,25 mm se pot folosi numai la piese cu grosimea cuprinsă între 0,5 și 3 mm iar bila cu diametrul de 0,625 mm se poate folosi numai la piese cu grosimea sub 0,5 mm.

Valoarea maximă le determinarea durității cu bile de oțel este de 450 HB; peste această valoare deformațiile bilei denaturează diametrul urmei lăsate de bilă pe suprafața probei[9].

La toate încercările de duritate cu deformații plastice ale materialului se constată influența vitezei de aplicare a penetratorului și în special a duratei de menținere a sarcinii. Pentru obținerea unei compatibilități mai riguroase a valorii durităților determinate se impune o delimitare a vitezei de aplicare a sarcinii la 0,8 – 1 mm/s.

Duratele de menținere a sarcinii pentru determinarea durității diferitelor materiale sunt prevăzute în standardele produselor respective. În lipsa acestor valori se recomandă utilizarea duratelor de menținere a sarcinii în funcție de duritatea Brinell estimată, tabel 3.2.

Tabel 3.2 Timpul de menținere a sarcinii și distanța necesară între urme la încercarea Brinell.

În vederea evitării influenței zonelor durificate din jurul urmelor și pentru evitarea influenței marginii probei asupra rezultatelor obținute se recomandă păstrarea unei distanțe minime b între centrele a două urme alăturate și a unei distanțe minime c între centrul urmei și marginea probei,tabelul 3.2.

Valoarea durității Brinell obținută în urma încercării se indică cu o precizie de 0,1 HB pentru durități sub 100 HB și fără zecimale pentru valori mai mari. Valoarea durității poate fi urmată de trei indici, primul reprezentând diametrul D al bilei penetrator, al doilea sarcina de încercare exprimată în daN iar al treilea timpul de menținere a sarcinii. Astfel notația 270 HB 5/750/15 reprezintă valoarea durității Brinell determinată cu: bila având diametrul de 5 mm, sarcina de încercare de 750 daN, cu o durată de menținere de 15 s[8].

La măsurarea urmelor se pot utiliza lupe cu mărirea de 10 – 12, prevăzute în planul obiectivului cu o scară gradată în zecimi de mm. Precizia măsurătorilor poate crește prin utilizarea microscoapelor Brinell. Puterile de mărire și erorile tolerate în funcție de diametrul urmelor și diametrul bilelor sunt date în tabelul 3.3.

Tabelul 3.3 Măriri recomandate pentru microscoape Brinell.

Metoda Rockwell. Încercarea de duritate cu o largă utilizare este duritatea Rockwell. este în general acceptată, deoarece se executa repede, nu este supusă erorilor făcute de către personalul de executie, facilitează observarea diferențelor mici de duritate la oțelurile călite și lasă o amprentă mică, astfel că piesele tratate termic pot fi încercate în faza finală fără a le afecta calitatea.

Metoda constă în imprimarea, într-un material, a unui penetrator de forma dată sub acțiunea unei sarcini. Procesul se desfășoară în două etape. În prima etapă se aplică asupra penetratorului o sarcină inițială F0, după care dispozitivul de măsurare a adâncimii de penetrare se aduce la zero. În a doua etapă se aplică suprasarcina F1.

După epuizarea curgerii materialului, vizibilă la dispozitivul de măsurare a adâncimii de pătrundere a penetratorului, manifestată prin oprirea practic completă a mișcării acului indicator, se îndepărtează suprasarcina F1 și se citește direct adâncimea remanentă de pătrundere a penetratorului în material .

În practică durata de menținere a sarcinii totale de încercare F=F0+F1 este recomandată a fi de 15, 30, 60 secunde, in funcție de material. Aceasta pentru a se asigura o epuizare practic completă a deformațiilor locale sub presiunea de contact a penetratorului.

Unitatea de duritate Rockwell corespunde unei adâncimi de pătrundere de 0,002 mm pentru metodele obișnuite de determinare a durității.

Duritatea Rockwell se definește ca diferența dintre o valoare convențională E si valoarea adâncimii de penetrare. Valoarea convențională E este in funcție de scara utilizată și poate fi de 100 sau de 130. Această diferență se realizează, practic, prin folosirea ca reper zero a gradației 100 sau 130 și mișcarea inversă a indicatorului față de scara gradată.

Duritatea Rockwell se determină deci prin relația:

HR=E-e, (3.8)

în care: e este valoarea adâncimii remanente de pătrundere, exprimată în unități Rockwell. O unitate Rockwell este egală cu 2 μm[9].

În funcție de duritatea probabilă a materialului se alege tipul penetratorului. Pentru oțeluri călite, oțeluri speciale, benzi subțiri din oțel călit, metale dure se utilizează ca penetrator un con de diamant cu unghiul la varf de 120±0,50 și o rotunjire la vârf de 0,2±0,002 mm. Pentru oțeluri carbon obișnuite, table, bronzuri, alame speciale se alege ca penetrator o bilă din oțel călit cu diametrul de 1/16", adica D=1,588±0,004 mm. Duritatea acestei bile trebuie să fie de aproximativ 850HV10 pentru a nu se deforma inadmisibil in cursul încercarilor.

Tabelul 3.4. Scăriile și domeniile de utilizare ale durității Rockwell.

*)cu unghiul la vârf de 120˚și raza de la vârf de 0,200 mm

La alegerea scării de determinare a durității se are în vedere ca, în principiu, se caută folosirea sarcinilor mari și a penetratoarelor care asigură o pătrundere mai adâncă în material pentru reducerea ponderii erorilor de măsurare. Se ține, totuși, seama de natura pieselor de încercat și de limitele adâncimii de pătrundere corespunzătoare scărilor respective.

Grosimea piesei trebuie să fie de cel puțin 10e, adică de cel puțin zece ori adâncimea de pătrundere a penetratorului.

Adâncimile de penetrare se calculează din duritatea Rockwell cu relațiile:

e=(100-HR)∙0,002, pentru scările cu E=100;

e=(130-HR)∙0,002, pentru scările cu E=130.

Pentru evitarea influenței reciproce a urmelor efectuate cu con de diamant se păstrează o distanță de cel puțin 3 mm între urmele învecinate sau între acestea și marginea piesei. La urmele aplicate cu penetrator, bila, distanța între centrele urmelor învecinate trebuie să fie de cel puțin trei ori diametrul urmei[8].

La determinarea durității pieselor cilindrice sau sferice, cu diametrul mai mic de 25 mm se aplică corecțiile din standardul de încercare a durității Rockwell pe suprafețe curbe (STAS 8251-81).

Duritatea Rockwell se indică cu o precizie de 0,5HR. Pentru indicarea durității se folosește simbolul HR urmat de o litera corespunzătoare încercării respective. De exemplu, 75 HRB corespunde unei durități de 75 unități Rockwell măsurate pe scara B, iar 55 HRC corespunde unei durități de 55 unități Rckwell măsurată pe scara C.

Metoda Vickers. Duritatea Vickers reprezintă rezistența pe care o opun metalele la pătrunderea unui penetrator piramidal de diamant, cu baza pătrată, cu unghiul la vârf prescris, sub acțiunea unei sarcini constante.

Această metodă de determinare a durității este denumită după prima firmă care a construit aparatele de determinare după principiul descris mai sus, metoda fiind inițiată de R. L. Smith și G.E. Sandland[6].

Metoda Vickers are o aplicabilitate mult mai mare decât metoda Brinell, fiind metoda cu intervalul cel mai larg de aplicare dintre cele bazate pe apăsare dar cu toate acestea nu este la fel de frecvent folosită.

În principiu, metoda Vickers se aseamănă foarte mult cu metoda Brinell ea constând din apăsarea unui penetrator, utilizând o anumită forță predeterminată F, cu viteză redusă, pe suprafața de încercat.

Duritatea Vickers se notează în mod obișnuit cu HV și exprimă raportul dintre forța F
aplicată și aria suprafeței urmei remanente produse de penetrator.

Suprafața urmei este considerată a fi suprafața laterală a unei piramide drepte cu baza un pătrat având diagonala d și având același unghi la vârf cu penetratorul care a produs-o.

Unghiul fețelor opuse ale penetratorului specific acestei metode este de 136° și a fost ales pentru a putea stabili o legătură cu duritatea Brinell.

Dacă exprimăm S în funcție de diagonala bazei piramidei și ținem cont de unghiul la vârf al piramidei obținem relația de calcul a durității Vickers:

[kgf/mm2 ] (3.9)

Aprecierea durității constă în măsurarea diagonalei urmei. în acest scop se poate utiliza un microscop sau un proiector, iar pentru operativitate au fost realizate tabele în care se citește duritatea corespunzătoare.

În domeniul sarcinilor obișnuite, între 4,9 daN și 98 daN urmele obținute cu penetratoare cu unghiuri la vârf identice sunt asemenea, duritatea fiind deci independentă de sarcina aplicată în timpul încercării.

Acest fapt permite aplicabilitatea foarte largă a acestei metode. Practic pot fi măsurate

durități pornind de la 10 HV și mergând până la 1900 HV.

În ceea ce privește adâncimea de penetrare a piramidei Vickers, aceasta este de 1/7 d și ca urmare metoda se pretează și pentru efectuarea măsurătorilor de duritate a pieselor subțiri, a straturilor subțiri obținute prin diferite procedee de depunere sau prin tratament termic etc.

Deși duritatea nu variază cu forța de apăsare, din motive practice au fost prescrise anumite valori discrete pentru sarcinile aplicate în timpul încercării. Acest lucru a condus la clasificarea încercărilor Vickers în trei categorii și anume: încercări de duritate Vickers; încercări de duritate Vickers cu sarcini mici și încercări de microduritate Vickers (cu microsarcini).

Fig. 3.2 Schema încercării de duritate după metoda Vickers.

Tabel 3.5 Sarcini utilizate la încercarea Vickers.

Există limitări specifice pentru grosimea piesei sau a stratului ce trebuie verificat. Astfel se recomandă o grosime de cel puțin 10 ori mai mare decât adâncimea de pătrundere a penetratorului.

Pentru realizarea determinării se execută minim trei încărcări pentru a obține trei urme, iar suprafața trebuie pregătită la o rugozitate care să asigure o măsurare în condiții bune a urmelor. Urmele trebuie să aibă conturul clar și nederanjat de urmele prelucrării[9].

Fiecare urmă se măsoară separat prin evaluarea celor două diagonale și prin calcul se obține diagonala medie. La măsurare nu se admit ca valide decât urmele pentru care diferența dintrelungimile diagonalelor nu depășește 2%. Această situație poate apărea din cauza aplicării sarcinii pe direcție diferită de cea perpendiculară caz în care deficiența se remediază. Se poate întâmpla totuși ca materialul supus încercării să fie anizotrop și acest lucru se constată prin aplicarea urmelor cu orientare variabilă a diagonalelor.

Tabel 3.6 Timpul de menținere a sarcinii și distanța permisă dintre urme la determinarea durității Vickers.

Încercarea Vickers se utilizează cu precădere la determinarea durității materialelor metalice dure, a oțelurilor cementate, nitrurate, cromate etc. Pentru metale și aliaje moi metoda Vickers nu este recomandată și este de preferat înlocuirea ei cu metoda Brinell.

4. REZULTATE EXPERIMENTALE

4.1 Determinarea compoziției elementale a aliajului prin spectrometrie de emisie optică

Principiul fizic. Spectroscopia de emisie optică folosește măsurarea cantitativă a emisiei optice de atomi excitați pentru determinarea concentrației analitului.[1].Este o descărcare scurtă și oscilantă între doi electrozi aflați la o mare diferență de potențial (10.000-50.000 V). Temperatura scânteii electrice este de ordinul 10.000-30.000 ˚C. Aceasta constă în vaporizarea și excitarea atomilor probei de analizat, separarea radiațiilor emise în funcție de lungimea de undă, înregistrarea lor, urmată de interpretarea semnalelor obținute.

Vaporizarea și excitarea atomilor se poate face în arc electric, în scânteie electrică, în plasmă (cea mai utilizată fiind cea de argon cuplată inductiv) sau cu un fascicul laser.

După separarea radiațiilor emise cu ajutorul unui monocromator, acestea sunt focalizate pe detectorul de radiații care este de obicei un detector fotoelectric, dar care poate fi și o placă fotografică. Analiza calitativă se face pe baza pozițiilor în spectru (a lungimilor de undă) a radiațiilor emise, fiecare element emițând un spectru caracteristic. Analiza cantitativă se face prin măsurarea intensității radiațiilor emise. Acest tip de analiză se aplică în primul rând la determinare a unor metale.

Aparatură și metode

Pentru determinarea compoziției elementale a probei s-a determinat în laboratorul de încercări spectrochimice de emisie optică și fluorescență de raze X – LISEOFRX din cadrul facultății S.I.M. U.P.B., cu ajutorul aparatului SPECTROMAXx produs de SPECTRO Analytical Instruments Gmb H & co. KG, Germania (fig. 4.1)

Fig.4.1 Spectometru de emisie optică prin scânteie.

Programele analitice disponibile sunt pentru oțeluri slab si mediu aliate, oțeluri de scule, oțeluri inoxidabile, oțeluri pentru prelucrare automată, oțeluri manganoase, oțeluri rezistive, fontelor, aliajelor baza Cu, aliajelor baza Ni, aliajelor baza Co, aliajelor de tip Stellite, aliajelor baza Pb, aliajelor baza Sn, aliajelor baza Mg, aliajelor baza Ti, aliajelor de tip Zn-Al si aliajelor de tip Zn-Al-Pb.[3]

Compoziția chimică a aliajului investigat a fost determinate ca valoare medie în urma a 10 determinări efectuate cu ajutorul spectrometriei optice de emisie prin scânteie în figura 4.2 fiind prezentat aspectul probei după determinarea compoziției chimice.

Fig. 4.2 Aspectul probei după determinarea compoziției chimice.

Tabelul 4.1 Concentrația elementelor de aliere.

Comparând compoziția chimică obținută de pe suprafața probei cu cea a standardului EN10088-1[ ],oțelul inoxidabil a fost încadrat în marca X6CrNi17-1, numărul de material (Werkstoffnummer) DIN 1.4017, compoziția chimică conform standardului fiind indicată în tabelul 4.2.

Tabelul 4.2 Compoziția chimică a oțelului X6CrNi17-1 conform standardului.

Fig.4.3 Comparații între concentrația determinată și cea prescrisă în standard

Comparând concentrația elementelor prezente în eșantionul încercat cu compoziția prescrisă în standard, valorile determinate pentru Cr, Si, Mn, P, S și Ni respectă prevederile standardului în ceea ce privește conținutul în Cr se observă că valoarea determinată este cu 2,99% mai mică decât valoarea prevăzută în standard.

Fig.4.4 Poziționarea echivalenților de Cr și Ni pe diagrama Schaffler.

Folosind valorile determinate în tabelul 4.1 s-au calculat echivalenții în crom și nichel conform relațiilor (4.1) ,(4.2) , poziționând valorile pe diagrama Schaffler (fig.4.2), se estimează că oțelul se află într-un domeniu M + F.

(4.1)

(4.2)

4.2 Încercarea de duritate

Principiul metodei Rockwell. Cea mai utilizată încercare de duritate dintre metodele statice, datorită rapidității de execuție, fără aplicare unor formule de calcul pentru aflarea durității finale , doar prin citirea directă de pe ceasul comparator a durității a urmei remanente de pătrundere lăsată de către penetrator într-un interval de menținere de 15, 30 sau 60 de secunde a sarcinii finale în funcție de materialul studiat, nu este supusă erorilor , nu necesită un grad mare de pregătire a suprafeței probelor, doar cu condiția ca acestea sa aibă suprafețele paralele, iar grosimea sa să fie de 10 ori mai mare decât cea a urmei penetratorului pentru a nu se imprima și pe cealaltă parte a probei și a nu afecta părțile componente ale aparatului, aceasta fiind metoda de tip Rockwell.

Mod de lucru și aparatură

Determinările de duritate s-au efectuat cu ajutorul durimetrului tip Rockwell, produs de Balanța Sibiu, aflat în dotarea laboratorului de Tratamente Termice din cadrul facultății S.I.M U.P.B .

În acest caz , eșantioanele au fost supuse la 2 tipuri de încercări, și anume: HRC, HRB.

Metoda Rockwell C utilizează ca penetrator un con de diamant având sarcina de , suprasarcina de , și sarcina totală de 150 .

Metoda Rockwell B folosește drept penetrator o bilă de oțel călit cu D = 1,58 mm ,

sarcina inițială , suprasarcina și sarcina totală 100 .

Fig.4.5 Scările Rockwell. (4)

Eșantioanele utilizate pentru determinarea durității au provenit dintr-o paletă de hidrocentrală. Din această paletă s-a debit o secțiune transversală care a fost redusă în 3 eșantioane din cauza constrângerilor geometrice. Aceste eșantioane au fost șlefuite și rectificate pentru a le asigura două suprafețe plan paralele.

Pe suprafața fiecărui eșantion s-a trasat un caroiaj cu distanțe egale între liniile paralele,distanța fiind menținută constantă la 5 mm.

Folosind drept ghidaj acest caroiaj, s-a decis determinarea durității în centrul fiecărui pătrat descris, pentru a evita influența determinării anterioare.

Fig.4.6 Aspectul celor 3 eșantioane caroiate după determinarea duritățiilor.

Fig. 4.7 Detaliul al unui eșantion caroiat.

În urma efectuării determinăriilor,valorile au fost 3 înregistrate și sunt prezentate în tabelele 4.3-4.5.

Folosind valorile de duritate înregistrate s-au efectuat prelucrări statistice, atât pe întreg eșantionul, cât și pe linii și coloane,rezultatele fiind prezentate în tabelele 4.6-4.11..

Tabelul 4.3 Valorile determinate a durității pentru eșantionul P2.

Tabelul 4.4 Valorile determinate a durității pentru eșantionul P3.

Tabelul 4.5 Valorile determinate a durității pentru eșantionul P4.

Tabelul 4.6 Parametri statistici calculați pe coloane pentru eșantionul P2.

Tabelul 4.7 Parametri statistici calculați pe coloane pentru eșantionul P3.

Tabelul 4.8 Parametri statistici calculați pe coloane pentru eșantionul P3 (continuare tabel 4.7).

Tabelul 4.9 Parametri statistici calculați pe coloane pentru eșantionul P4.

Tabelul 4.10 Parametri statistici calculați pe coloane pentru eșantionul P4 (continuare tabel 4.9).

Tabelul 4.11 Date statistice pe întreg eșantion (pe linii).

Fig.4.8 Variația valorii medii pe linii.

În figura 4.8 este prezentată variația valorilor medii pe linii, nu se constată valori

puternic diferite ,valoarea minimă fiind 23,2 și cea maximă 23,9.

Fig.4.9 Variația valorii abaterii pe linii.

În cazul abaterilor acestea nu indică o dispersie puternică a rezultatelor.

Fig.4.10 Variația valorii medii pe coloane.

În figura 4.8 este prezentată variația valorilor medii pe coloane, nu se constată valori

puternic diferite.

Fig.4.11 Variația valorii abaterii pe coloane.

În cazul coloanei C16 valoarea abaterii este cea mai ridicată,restul valorilor fiind

până la 2,50.

Pentru a extinde procedura de construire a hărților de duritate au fost incluse o serie de eșantioane sudate, duritățiile fiind măsurate în zona materialului de bază, în zona influenței termice, și în zona materialului aport.

Procedura de lucru a fost aceiasi, s-a trasat un caroiaj si s-a determinat duritățile în centrul fiecărui pătrat.

Rezultatele obținute sunt prezentate în tabelele 4.12 și 4.21.

Tabelul 4.12 Valorile determinate a durității pentru proba A1.

Tabelul 4.13 Valorile determinate a durității pentru proba A2.

Tabelul 4.14 Valorile determinate a durității pentru probaA3.

Tabelul 4.15 Valorile determinate a durității pentru proba A4.

Deoarece duritățile determinate pe zonele de interese din material: materialul de bază, materialul aport și zona de influență termică au fost determinate prin metode diferite, respectiv HRC și HRB, pentru a putea construi harta de duritate s-a decis conversia acestor durități în rezistență mecanică după două legi exponențiale, indicate în fig. 4.12 și fig. 4.13 valorile care stau la baza acestora fiind preluate din standarde ASTM. Această conversie este aplicabilă doar oțelurilor (carbon sau aliate).

Astfel, având aceeași mărime fizică, s-au putut construi hărțile, în tabele 4.16 și 4.17 fiind prezentate valorile rezistenței mecanice.

Tabelul 4.16 Rezultatele conversiei valorilor durității în rezistență mecanică proba A5.

Tabelul 4.17 Rezultatele conversiei valorilor durității în rezistență mecanică proba A6.

Tabelul 4.20 Valorile determinate a durității pentru proba A7.

Tabelul 4.21 Valorile determinate a durității pentru proba A8.

4.3 Determinarea microdurității Vickers

Principiul metodei Vickers. Este o metodă cu sarcină statică de determinare a durității materialelor metalice care utilizează ca penetrator o piramidă pătrată dreaptă confecționată dintr-un diamant,având unghiul diedru al fețelor opuse de 136˚ și unghiul dintre muchiile opuse de 148˚.

Mod de lucru și aparatură

Înainte de determinarea microdurității Vickers pe una dintre cele 3 eșantioane ale paletei de hidrocentrală , s-a efectuat pregătirea suprafeței probei cu aparatul de șlefuit buehler vector phoenix a/b, având viteza de turație de 350 rpm. Șlefuirea făcându-se cu ajutorul unei succesiuni a hârtiei metalografice, timpul de menținere a probei a fost de 5 minute pe etapă,de la P120, P180, P320, P600, P800, acestea s-au dublat datorită dificultății de șlefuire a probei, neputând utiliza holder-ul.

În ultima etapă , la procesul de lustruire s-a utilizat hârtia de șlefuit cu dimensiunea de P1000,viteza de turație de data aceasta fiind de 200 rpm, iar forța de 30 N /, timpul de menținere fiind acelasi ca în etapa anterioară. Pe suprafața hârtie aplicându-se în timpul funcționării aparatului a unei suspensii de diamant policristalin cu particule de , În urma procesului s-a dorit obținerea unei suprafețe cât mai plane și lipsită de impurități, fiind necesară determinării microdurității.

Fig. 4.12 Aparat de încercare a durității Vickers.

Cu ajutorul aparatului Instruments CV-3000LDB PVIN au fost obținute un numar de 5 valori ale microdurității pe suprafața uneia dintre cele 3 eșantioane,aplicând o sarcină de 500 gf,timpul amprentării fiind de 10 secunde.

Duritatea Vickers, ca și în cazul durității Brinell forța F este aplicată lent asupra penetratorulu așezată pe suprafața probei.Notarea acesteia se face folosind simbolul μHV:forța aplicată pe penetrator la determinarea durității F (gf)/durata aplicării forței de penetrator τd în secunde.Exemplu: F = 500 gf (4,903325N), o durată τd = 10 s și valoarea durității a fost 250, se face indicația: materialul metalic are duritatea 250 μHV 500/10.

Valorile microdurității au fost determinate pentru a verifica omogenitatea materialului și pentru a realiza o comparație cu duritatea Rockwell determinată anterior.

Microduritățile au determinate în mai multe puncte la distanțe mai mari, rezultatele fiind indicate în tabelul 4.22.

Tabelul 4.22 Valorile microduritățiilor obținute prin intermediul metodei Vickers

Valoarea medie a microdurității a fost de 242,74 μ HV , iar abaterea standard 9,81.Având în vedere valoarea mică a abaterii standard, putem afirma că materialul este omogen.

4.4 Procedura de construcție a hărțiilor de duritate

Construcția hărțiilor de duritate presupune realizarea unor etape premergătoare determinate de duritate și prelucrării evaluăriilor.

Astfel după cum s-a descris într-un subcapitol anterior, pe suprafața șlefuită a probei

s-a trasat un caroiaj, în cazul de față cu distanța dintre linii de 5 mm.

Cu cât distanța dintre linii va fi mai mică, cu atât fidelitatea hărții va fi mai bună. Totuși trebuie să se țină cont și de distanțele minime dintre 2 amprente menținute în standard pentru a evita influența reciprocă.

Determinăriile de duriate pot fi efectuate în centrul pătratelor descrise de caroiaj sau la intersecția liniilor, efectuarea determinată la intersecția liniilor ar îmbunătății fidelitatea reprezentării, dar în cazul determinării manuale ar face ca timpul de lucru să fie de cel puțin 4 ori mai mare.

Valorile determinate se înregistrează sub forma unui tabel, distanța dintre valori fiind măsurată și mediată, în cazul de față distanța medie dintre 2 amprente fiind de 5 mm 0,5.

Având o distanță pe care se consideră constantă în cazul durității, se poate construi o matrice , care să conțină valori efective ale durității.

Realizarea curbelor de nivel folosind această matrice , poate fi realizată normal alegând intervale semnificative ale variației și definind suprafețe în care se încadrează valorile din interval.

O serie de programe au posbilitatea de calcul și reprezentare grafică a matricilor.

În cazul de față am utilizat programul Mathcad. În program am definit o matrice ,cu m linii si n coloane (m, n variază în funcție de numărul de determinări efectuate și de dimensiunea eșantionului).

Apelând la subrutinele din acest program,am decis reprezentarea sub formă de curbe de nivel, numărul de puncte insuficiente denaturează aspectul unei suprafețe 3D.

Hărțiile de duritate generate pentru paleta de turbină sunt prezentate în figura4.13-4.23.

Analizând hărțile de duritate obținute pe eșantionul A1 se observă prezența a trei zone, respectiv metalul de bază, zona de influență termică și cordonul de sudură. Cea mai mare duritate apare în zona materialului aport, a cordonului de sudură, iar în zona de influență termică se observă o duritate cu o valoare intermediară, între cea a cordonului și a materialului de bază.

Analizând distribuția durităților pe harta din fig. 4.14 pentru eșantionul A2 se observă că cea mai ridicate duritate apare în cordonul de sudură, în zona de influență termică apare o duritate intermediară între metalul de bază și metalul aport.

Analizând harta de duritate din fig. Xx se observă că doar o zonă din cordonul de sudură prezintă o duritate mai ridicată, de unde, sub forma unui gradient, duritate scade către materialul de bază.

Harta din fig.4.16 sugerează prezența unor durități ridicate în zona de influență termică, mai mare decât în cordonul de sudură. Această distribuție iese din regula observată în cazul eșantioanelor anterioare, în care cea mai ridicată valoare a durității apare în zona materialului aport.

Harta prezentată în fig. 4.17 prezintă valori ale durității mai mici în materialul aport, chiar mai mici decât ale materialului de bază. În zona de influență termică se constată cele mai ridicate valori.

Și în cazul eșantionului A6, analizând harta de duritate din fig. 4.19, se constată cele mai scăzute valori ale durității în zona materialului aport, în timp ce valorile cele mai ridicate apar în zona de influență termică.

În fig. 4.19 se poate observa distribuția durității pe suprafața eșantionului. Variațiile nu sunt semnificative dacă de raportăm la valoarea medie a durității determinate pe acest eșantion, 25.30, cu o abatere standard de 1.33. Zone în care apar durități mai mari alternează cu durități mici.

În cazul eșantionului P3 valoarea medie a durității a fost calculată la valoarea de 23.23 cu o abatere standard de 1.50. Analizând harta din fig. 4.20 putem constata o distribuție uniformă a durităților, regional apărând valori ce pot fi considerate outlieri și pot fi puse pe seama erorilor de măsurare. Căderea durității către valoarea 0 se datorează geometriei paletei, iar pentru a putea construi matricea unde nu au putut fi determinate valori s-a trecut valoarea 0.

În fig. 4.21 se poate observa distribuția durităților pe eșantionul P4. Valoarea medie calculată a fost de 22.98 cu o abatere standard de 1.28. Nu apar abateri prea mari față de valoarea medie, iar căderea de duritate către valoarea 0 este produsă de necesitatea completării matricii cu elemente, chiar dacă geometria eșantionului diferă.

Concluzii

Încercarea de duritate este cea mai utilizată datorită procedurii aparatului și pregătirea probelor.

În cazul oțelurilor există o bine cunoscută corelație între valoarea duritaii și cea Rm (rezistența materialelor).

În cadrul lucrării de licență am decis să elaborez o procedură de construcție a hărților de duritate, indiferent de aliajul metalic investigat.

Într-o primă etapă se realizează pregătirea probelor pentru efectarea determinărilor de duritate, a-II-a etapă presupune trasarea unui caroiaj preferabil cu distanțe egale între linii astfel încât să rezulte unități sub forma unor pătrate. Distanța dintre linii trebuie aleasă în funcție de metoda de încercare folosită, fiind necesar alocarea unui spațiu minim între amprente astfel încât sa nu existe influențe înte determinările succesive.

Determinarea duritații poate fi realizată fie la intersecția linilor ce definesc caroiajul, fie în interiorul pătratului descris.

În lucrarea de față am optat pentru a-II-a variantă deoarece eșantioanele investigate au avut dimensiuni mari, iar timpul necesar pentru determinări ar fi fost prea îndelungat.

Utilizarea mai multor valori ar rezulta în harți cu o rezoluție mai bună.

După trasarea caroiajului determinarea duritații a fost realizată cu ajutorul durimetrului Rockwell produs de Balanța Sibiu. Valorile determinate au fost înregistrate în tabele cu format specific, adaptat geometriei eșantionului.

Într-o primă etapă am realizat o prelucrare statistică a acestor rezultate pentru a observa și a elimina valorile anormale. Ulterior aceste valori au fost introduse și prelucrate într-un program capabil de calcul și reprezentare grafică matriceală.

Din cauza geometriei eșantionelor, construirea matricelor necesită completarea unor elemente cu valoarea 0.

Hărțile generate oferă rezultate suplimentare analizei macroscopice indicând mai fidel neomogenitatea din material, regiuni uzate, zone decarburate, zone înmuiate etc.

Un avantaj al acestei metode este posibilitatea de a transforma unitațile de duritate: spre exemplu HRC-HRB; HRB-AB; HRC-HV etc.

În cazul în care scările de duritate nu se intersecteză, în cazul oțelului există o corespondența a valorilor de duritate, cu Rm.

În lucrarea de fața am apelat la o astfel de conversie. Precizia obținută prin legea exponențială a fost foarte bună în cazul conversiei HRC (Rm) și satisfăcătoare în cazul HRB (Rm)

În cazul eșantioanelor analizate, harțile de duritate obținute pe palete au prezentat o distribuție uniformă a durității. Hărțile de duritate pentru probele sudate (A1…A8) sunt spectaculoase, fiind foarte ușor de identificat zona de material aport zona inferioară termică și materialul de bază.

Un neajuns al procedurii prezentate este durata îndelungată în cazul execuției mauale. Automatizarea determinării duritații printr-un program capabil să baleieze suprafața întru-un sistem xoy, ar reduce remnificativ aportul muncii manuale a operatorului.

În urma analizei harților de duritate, mai ales în cazul eșantioanelor sudate am putut decide regiunile de interes de unde se vor debita probele pentru analizele viitoare.

BIBLIOGRAFIE

[1].EN 10088-1: Stainlees Steels – Part 1: List of stainless steels

[2].B.Wallen, J.Olson, Corrosion Resistance in Aqueous Media, McGraw – Hill Book Company, 1977, Chapter 16.

[3].Euro Inox, The European Stainless Steel Development Association, Stainless Steel – When Health Comes First.

[4].Trusculescu M., Ieremia A., – Oțeluri inoxidabile și refractare. Ed. Facla, Timișoara, 1983.

[5].Baciu, C., Alexandru, I., Popovici, R., Baciu, M., Știința materialelor metalice, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1996

[6].Munteanu, C., Studiul materialelor, Editura “Gh. Asachi” Iași, 2001

[7].http://www.scritub.com/tehnica-mecanica/DURITATEA-MATERIALELOR-METALIC1725784.php

[8]http://magnum.engineering.upm.ro/~gabriela.strnad/3%20LABORATOR/saptamana%204/L3%20tehnologia%20materialelor.pdf

[9].Creța , G. ,Turbine cu abur și cu gaze,Editura Tehnica, București,1996.

[10].Creța ,G. și Bara,A.Turbine cu abur și cu gaze.Lucrări de laborator ,Editura ITP,Timișoara,1984.