ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă [628277]

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 6
Capitolul 1

Analiza principalelor tipuri de coloane din industria petrolieră

În funcție de variantele constructive ale amenajărilor interioare se
deosebesc urmatoarel e tipuri de aparate tip coloană.
Coloane cu umplutură.
Acestea se utilizează îndeosebi la prelucrarea substanțelor agresive sau de
mare vâscozitate, când sunt necesare căderi mici de presiune sau când cantitatea
de lichid din coloană este mică. (v. Fig. 1.1.)

Fig. 1.1 Coloană cu umplutură

Coloanele cu umplutură se utilizează de exemplu la operații de distilare
fracționată în vid (cădere mică de presiune), sau în operații de fracționare
discontinuă, în instalațiile pilot și semiindustriale și în lucrări de cer cetare în
laborator.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 7 Noile tipuri de umplutură de mare eficacitate, permit separarea în coloanele
cu umplutură, a componentelor care au temperaturi de fierbere apropiate.
Unele coloane cu umplutură, în care lichidul este pulverizat servesc la
curățirea, răcirea sau umezirea gazelor.

Coloane cu talere.
Sunt utilizate în industria chimică pentru distilări și rectificări, pentru
absorbție, extracție, desorbție, reacții chimice în sistem eterogen, gaz -lichid și
lichid -lichid, etc. (v. Fig. 1.2.) .

Transferul de substanță la aceste coloane are loc în zona de spumare ce se
obține ca urmare a barbotării vaporilor sau gazului prin lichidul de pe taler.

Fig. 1.2 Coloană cu talere

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 8 Dispersarea fazelor de pe taler este uniformă. Față de coloanele cu
umplutură, coloanele cu talere au următoarele dezavantaje: căderi de presiune
mai mari, construcție mai complicată, preț de cost mai mare și întreținere mai
pretențioasă.

Coloane cu raf turi și cu șicane.
Coloanele cu rafturi în cascadă se utilizează în general la răcirea și
umezirea gazelor, sau la absorbția gazelor care se dizolvă ușor în lichide. (v. Fig.
1.3.)

Fig 1.3 Coloane cu rafturi în cascadă

Ele sunt mai economice decât coloanele cu umplutură d in punctul de
vedere al consumului de apă, dar au însă gabarite mai mari decât coloanele cu
umplutură.

Coloane cu sisteme de injectare a vaporilor prin lichid.
Mărirea debitelor coloanelor de rectificare și de absorbție se poate f ace pe
două cai:
 prin mărirea diametrului coloanei
 prin utilizarea unor amenajări interioare care să permită mărirea
vitezei vaporilor și a debitului de lichid. (v. Fig. 1.4.)

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 9
Sistemele de injectare a vaporilor în vederea intensificării transferului de
masă, permit mărirea debitului și realizarea unor construcții compacte.

Coloane cu elemente tubulare.
Se utilizează numai pentru operații de transfer de masă însoțite sau nu de
transfer de căldură.

Coloane cu elemente rotative.
Unele aparate tip coloană sunt prevăzute cu elemente rotative: arbori cu
amestecătoare sau cu discuri.

La operațiile de extracție lichid – lichid continue, intensificarea transferului
de masă se p oate obține prin turbulența care rezultă din amestecarea sau
agitarea lichidelor.

1.1 Coloana cu umplutură. Generalități.

Coloanele cu umplutură se utilizează în deosebi la prelucrarea substanțelor
organice sau de mare vâscozitate. De asemenea se utilizează când sunt necesare
căderi mici de presiune sau când cantitatea de lichid din coloană este mică.
Coloanele cu umplutură se utilizează de exemplu la operațiile de distilare
fracționată în vid, sau în operații de fracționare discontinuă, ca și la instalațiile
pilot și semiindustriale, și în lucrări de cercetare în laborator.
Fig. 1.4 Coloane cu sisteme de i njectarea vaporilor prin lichid

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 10 Noile tipuri de umplutură de mare eficacitate perm it separarea în coloane
cu umplutură, a componentelor care au temperaturi de fierbere apropiate.
Interioarele aparatelor tip coloană depind de natura procesului fizico – chimic
precum și de parametrii procesului. La aceste coloane transferul de substanță are
loc “pe suprafața” peliculei de lichid care se formează pe corpurile de umplere,
între lichid si vapori (sau gaze).

Fig. 1.5 Coloană cu umplutură
1-suport, 2 -fund sferic, 3 -manta, 4 -gură de vizitare, 5 -gură de încărcare, 6 -gură
de descărcare, 7 -record termocuplu, 8 -dispozitiv de stropire, 9 -grătar, 10 -suport
de susținere, 11 -dispozitiv de colectare, 12 -taler.

Datorită principiului lor de funcționare, colo anele cu umplutură (v. Fig.
1.5.) nu sunt adecvate pentru a lucra cu gaze sau cu lichide impurificate.
Impuritățile pot astupa spațiile libere ale umpluturii, ceea ce ar determina

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 11 creșterea accentuată a rezistenței hidraulice a umpluturii (la trecerea gazelor sau
vaporilor) și micșorare a în timp a eficacitații coloanei. In coloanele cu diametru
interior Di>0,8m, pe anumite porțiuni, vaporii (gazele) și lichidul pot circula pe
secțiuni diferite, fără a veni în contact ceea ce micșorează eficacitatea separării.
Deoarece la peretele coloane i volumul de goluri este maxim (rezistența
hidraulică este minimă), lichidul are tendința să se deplaseze în lungul peretelui;
zona centrală fiind în acest caz insuficient udată. Pentru a obține o eficacitate a
separării este necesară organizarea rațională a regimului de lucru al coloanei. În
acest scop, pe înălțimea umpluturii sau între două s traturi distincte de umplutură
se prevăd dispozitive de redistribuire , care aduc lichidul spre zona centrală a
umpluturii.
Umplutura se pune pe toată î nălțimea coloa nei sau înălțimea se
fracționează. Ultima variantă este valabi lă atunci când, datorită greutăț ii
umpluturii, dimensiunile grătarelor ar urma sa fie prea mari, sau când
construcția ar fi puternic solicitată în zona de asamblare a grătarului cu corpul
coloan ei. La coloanele de absorbție, în partea inferioară a coloanei, se prevăd
dispozitive pentru uniformizarea circulației gazelor. Sub g rătarul stratului de
umplutură, în zona de evacuare a lichidului, se prevede de exemplu, un taler cu
clopote, care are rol ul de a egaliza viteza gazelor pe secțiunea coloanei.

1.2 Funcț ionarea coloanei cu umplutur ă
Construcția interiorulu i coloanei urmărește mărirea la maximum a
suprafeței de contact dintre faze; ro lul principal îl are umplutura. Lichidul ș i
vaporii circulă în g eneral în contracurent. Transferul de substanță are loc între
lichid și vapori pe suprafața peliculei de lichid fo rmată pe corpurile de umplere.
Intensitatea contactului gaz-lichid, într -un caz dat (coloana si corpuri de
umplere de dimensiuni date), depin de de dinamica lichidului si gazelor
(vaporilor) prin coloană. Funcționarea optimă a coloanei are loc la rapoarte
determinate între cantitatea de lichid care udă umplutura și viteza sau cantitatea
vaporilor (gazelor ) care circulă în contracurent. Stropirea umpluturii cu o
cantitate insuficientă de lichid, duce la micșorarea suprafeței de contact între
gaze și lichide. Stropirea în exces duce la înecarea coloanei deoarece spațiile
dintre corpurile umpluturii se umplu cu lichid și partea respectivă a umplutur ii
nu mai participă la procesul de transfer de substanță. Funcționarea coloanei se
înrăutățește în ambele cazuri.
Viteza vaporilor sau a gazului prin coloană trebuie să fi e inferioară vitezei
critice w cr, care corespunde începutului saturării umpluturii. Aceasta are loc în
momentul egalării forței de frecare dintre vapori (gaz) și lichid cu forța de

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 12 gravitație care acționează asupra lichidului, ceea ce duce la încetarea curgerii
lichidului.
La viteze ale vaporilor (gazului ) mai mari ca bulele de vapori ( gaz) pătrund
în lichid (care ocupă întregul volum liber ) și produc emulsionarea acestuia.
Starea procesului care marchează trecerea la regi mul de emulsionare,
corespunde “punctului de înecare” după care lichidul va f i antrenat afară din
coloană.

1.3 Regi murile de funcționare într -o coloană cu umplutură .
La o cantitate dat ă de lichid de stropire, intenst itatea transferului de
substanță depinde de viteza gazului sa u vaporilor. Regimurile de funcționare ale
coloanei cu umplutură depind de relația care există între pierderea de presiune a
vaporilor la trecerea prin umplutura udată si viteza acestora.
La vi teze ale vaporilor mai mici decâ t ale lichidului, r egimul de curgere al
vaporilor ș i lichidului este laminar. Interacț iunea v apori -lichid are loc pe
suprafaț a corupurilor de umplere (faza continuă sunt vaporii, iar faza dispersă
este l ichidul). Transferul de substanță este puț in intens.
La vit eza vaporilor mai mare sau egală cu viteza lichidului, forțele de
frecare dintre gaz și lichid cresc, au loc turbionă ri ale lichidului, ceea ce asigură
uniformizarea repartiției lichidului în tot volumul de umplutură. Î n cazul acesta,
transferul de substanță se îmbunatațeșt e.
La viteza vaporilor egala cu iteza de turbulenta a lichidului incepe regimul
de curgere turbulent prin umplutura. Pentru viteze ale vaporilor mai mari ca
viteza de turbulență a lichidului, interacț iunea vapori -lichid are loc pe suprafaț a
lichd ului aflat în curgere turbulentă . În cure ntul de vapori apar turbioane. Î n
cazul acesta, transferul de substanț ă crește pronunț at.
Cand viteza vaporilor a devenit egala cu viteza critica, care corespunde
inceputului saturarii umpluturii, are loc inecarea coloanei cu umplutura si incepe
regimul de emulsionare al coloanei. Presiunea creste brusc, lichidul este oprit sa
mai curga sau este impins inapoi de catre gaz.
Viteza critica depinde caracteristicile fizice ale vaporilor.
Menți nerea regimului de lucru al coloanelor cu umplutură, în condiț ii
industrial, implica unele greutati determinate de gama ingusta a incarcarii cu
vapori sau cu gaze. Pentru a evita aceste neajunsuri au fost realizate coloane care
permit folosirea volumului umpluturii aproximativ cu aceeasi eficacitate ca si in
regimuri apropiate de v cr și care sunt practice insensibile la sc himbari in anumite
limite ale regimului de lucru.
Aceste coloane poartă denumirea de coloane cu umplutura inecata sau cu
functionare in regim de emulsionare fortata. Acestea se umplu cu lichid pana la

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 13 o inaltime, incat in timpul funcionarii nivelul lichidului barbotat de vapori sa
ajunga pana la suprafata superioara a umpluturii. Nivelul lichidului in coloana se
mentine la valoarea dorita cu ajutorul unei tevi in forma de U, prevazuta cu
robinete de scurtcircuitare intre brate.
Pentru ca această ț eavă să nu lucreze ca un sifon, partea ei superioa ră se
leagă la vâ rful coloanei. Coloana cu umplutur ă înecată funcționează în regim
combinat de turbulență și de emulsionare forțată, ceea ce asigură o intensitat e
mai mare a transferulu i de substanta. Regimul de funcț ionare a coloanei depinde
de presiunea interioară din coloană .

1.4 Corpuri de umplere si umpluturi.
Corpurile de umplere trebuie să aibă suprafață specifică mare (favorabilă
transferului de substanță), volum liber mare (deci rezistentă mică la trecerea
gazului sau vaporilor), densitate în vrac mică (influentează solicitarea grătarelor
și peretelui coloanei,ensiunile fundației coloanei), rezistență la coroziune fața de
substanțele prelucrate, rezistență l a compresiune si cost redus.
Corpurile de umplere pot avea formă regulată sau neregulată. (v. Fig. 1.6.)
Pentru umplutură se poate uti liza orice material rezistent (chimic și mecanic ) în
condițiile regimului de lucru din coloană. Așezarea corpurilor de um plere în
coloană se poate face ordonat (după o anumită rețea) sau în vrac.
Corpurile de umplere
trebuie să aibă o suprafață
specifică mare, favorabilă
transferului de substanță,
volum liber mare
(rezistență mică la trecerea
vaporilor sau a gazului),
densitate în vrac mică
(influențează solicitarea
grătarelor și peretelui
coloanei ca si
dimensiunile coloanei),
rezistență la coroziune față
de substanțele prelucrate,
rezistență la compresiune
și cost redus.

Fig. 1.6. Corpuri de umplere și umpluturi
a-inel Raschig, b -șei Intalle x, c-inel Pall, d -șei Berl, e -inele striate longitudinal și cu
spirală interioară, f -inel Lessing, g -inel cu pereți despărțitori, h -grătar, i -corpuri Stedmann, j –
spirale din sârmă, k -sfere goale cu prevăzute cu găuri, l -prisme cu spirale elicoidale interioare,
m-site profilate.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 14 Materialele de construcție p entru corpurile de umplere sunt :
 materiale ceramice
 materiale plastice (policlorură de vinil, polistiren, poliamidă, polietilenă,
polipropilenă)
 lemn
 metale (oțel, aluminiu, cupru, monel),
 cuarț
 cocs
 fibre de sticlă
 grafit
Corpurile de umplere metalice se obțin prin turnare sub presiune sau din
platbandă, iar cele din material plastic se realizează prin injectar e.
Pentru a obține caracteristici meca nice mai bune se utilizează ca material
de umplutură fibre de sticlă în loc de talc sau fibre de azbest.
Utilizarea unor stabilizatori adecvați permit menținerea în timp a
caracteristicilor fizice și chimice a corpurilor de ump lere din materiale plastice .
Umplutura metalică se utilizează în cazurile în care este posibilă depunerea
de sediment și este necesară curățirea repetată a coloanei (în special în cazul
umpluturilor cu configurație complicată), în coloane care funcționează sub
vacuum. Umplutura cera mică (inclusiv cea din porțelan), se utilizează când nu
este necesară curățirea frecventă a coloanei, precum și la prelucrarea mediilor
corozive. Grafitul, sticla și materialele plastice pot fi utilizate la prelucrarea
produselor agresive. Materialele plas tice pot fi utilizate la temperaturi medii
(policlorura de vinil la T≤60°C; polietilena la T≤80°C; polipropilena la
T≤100°C ; teflonul la T≤240°C).
La alegerea dimensiunilor corpurilor de umplere se va avea în vedere ca
raportul dintre diametrul interior al coloanei Di și diametrul dmax a celui mai
mare corp de umplere . Di / dmax ≥ 10.
Alegerea tipului de umplutură depinde de parametrii de proces specifici
coloanelor cu umplutură, care rezultă din principiul de funcționare al coloanei.
Eficacitatea unei umpluturi depinde în primul rând de forma și
dimensiunile corpurilor de umplere. Eficacitatea unui anumit tip de corpuri de
umplere depinde de dimensiunile acestora dar si de natura materialului din care
sunt executate. Natura materialului influențeaza efi ciența procesului, prin
capacitatea de udare a acestuia de către lichidul prelucrat în coloană. La
scăderea debitului lichidului sub o anumită limită, eficacitatea coloanei scade
brusc, datorită scăderii sub limita admisă a udării suprafeț ei acesteia.
Debitul de lichid nu trebuie sa depășească valoarea corespunzătoare
înecării umpluturii cu lichid.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 15 Dacă din motive tehnologice nu se poate aplica recircularea lichidului, iar
acesta este în cantitate insuficientă pentru a asigura densitatea de stropire
minim ă, se recurge la utilizarea unei coloane cu barbotare.

1.5 Alegerea corpurilor de umplere si aranjarea în coloană .
Alegerea tipului de umplutură se face în general pe baza unor rezultate
experimentale sau în fun cție de factorul de umplutură. Î n literatura de
specialitate sunt d ate recomandări în acest sens.
Dacă este necesar ă o cădere mică de presiune și dacă nu se impune un grad
mare de separare, se utilizează umpluturi mai ieftine: inele Pasching, Lessing,
Pall, șei Berl și Intal lex. La separarea componente lor cu volatilități apropiate
sunt recomandate umpluturi de mare eficacitate (inele Dixon, inele Hy -Pak,
rulouri din bandă de plasă de sârmă, umpluturi Stedmann). La prelucrarea unor
cantități mari de substanțe cele mai potrivite sunt umpluturile din site profilate
sau din suluri de plasă de sârmă.
Alegerea tipului de umplutură trebuie să se facă pe baza unui studi u
tehnico -economic corespunzător. Buna funcționare a coloanelor cu umplutură
depinde de repartizarea uniformă a lichidului în stratul de umplutură. Distribu ția
defectuoasă a fazei lichide este determinată de neirigarea întregii umpluturi,
formarea de canale în interiorul umpluturii, curgerea preferențială a lic hidului în
apropierea pereților (v. Fig. 1.7).
Umplutura t urnată
în coloană se așează la
întâmplare, ceea ce are
un efect de uniformizare
a distribuției lichidului în
secțiunea coloanei.
Valoarea acestui efect
depinde de forma
umpluturii, de materialul
din care este realizată
aceasta, precum și de
modul în c are se
realizează încărca rea.

Fig. 1.7. Moduri de încărcare a coloanei cu corpuri de umplere

Încărcarea umpluturii conform fig. 1.7a , întâi stratul conic central 1, apoi
straturile 3 până la nivelare, determină ca densitatea umpluturii la limita de
separare între straturile 1 și 3 să fie mai mică.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 16 Acest lucru p ermite scurgerea lichidului pe suprafețele de separare conice
spre peretele coloanei. Acest mod d e încărcare nu este avantajos.
Încărcarea coloanei ca în fig. 1.7b, întâi straturile 2 de la perete, apoi stratul
central 3, până la nivelare, ușurează scurgerea lichidului de la perete spre centru,
pe suprafața de separare dintre st raturile 2 și 3, unde densitatea umpluturii este
mai mică decât în restul stratului. Încărcarea conform figurii 1.7c, permite
scurgerea lichidului de la perete, pe suprafața de separare dintre staturile 2 și 3
și de la centru pe suprafețele dintre straturile 1 și 3 . Încărcarea se face în
ordinea : straturile 2 de la perete, stratul conic central 1 și apoi straturile laterale
3, până la nivelare. La stropire uniformă cu lichid se obțin rezultate bune î n
cazul variantelor din fig. 1.7b și fig. 1.7c.

1.6 Elemente specific e coloanelor cu umplutur ă.
Suporturi pentru umplutură
Stratul de umplutură, în coloană este susținut de suporturi plane sau
ondulate. Acestea trebuie să îndeplinea scă următoarele condiții: să reziste la
coroziune si la greutatea umpluturii și a lichidului; să aibă o secțiune liberă care
să nu permită căderea corpurilor de umplutură, dar care să fie suficient de mare
pentru trecerea fluidelor ; să se monteze și demont eze ușor.
Secțiunea liberă a suportului pentru corpurile de umplutură trebuie să fie
mai mare, cel puțin egală cu secțiunea liberă a umpluturii. (v. Fig. 1.8).

Fig. 1.8. Suportu ri pentru susținerea umpluturii
a-grătar din placă perforată, b -grătar din platbande fixate demontabil cu tiranți transversali, c –
suport din platbande sudate.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 17 Suportul sub formă de grătar din placă perforată nu îndeplinește aceste
condiții, motiv pentru care nu mai este utilizat în construcțiile moderne.
În prezent se mai realizează încă un grătar și suporturi cu suprafață plană,
executate din platbande distanțate cu bucșe (din țeavă) prin care trec tiranți de
solidizare a platbandelor sau din platbande sudate în interi orul unui inel metalic
soluție constructivă acceptată în special pentru aparate cu diametru mic.
Distanța dintre barele grătarelor se ia minim (0,6…..0,8 )·d unde d este
dimensiunea minimă a corpului de umplere. Î n coloanele executate din grafit,
căptuș ite cu material ceramic, sau emailate, grătarele plate sunt din același
material cu peretele sau cu căptușeala.
Suporturile ondulate se realizează din oțel sau aluminiu, material ceramic,
materiale plastice armate, etc . (v. Fig. 1.9. ). În cazul c olectoarelor cu diametru
mare, în vederea unei montări ușoare, suporturile cu umplutură se realizează din
2-7 segmente. Acestea por fi apoi montate pe grinzi transversale executate din
laminate (I, U, L sau alte profile).

Fig. 1.9 Suportu ri pentru sus ținerea umpluturii
d-circulația lichidului și gazului printr -un support plan pentru umplutură
f-circulația lichidului și gazului printr -un support ondulat pentru umplutură.

La coloanele a căror talere se construiesc din rocă sau din material ceramic
și care au distanță relativ mar e între elementele grătarului (mai mare ca d ),
deasupra grătarului se așează fi e câteva straturi de cărămidă (de exemplu
cărămidă antiacidă ), fie câteva straturi de corpuri de umplere cu dimensiuni m ai
mari decât ce le prevăzute pentru umplutură ( de ex. 100×100 sau 150×1 50).
Aceste prime staturi se așează ordonat, deasupra lor se toarnă corpurile de
umplere de diametru mai mic. (v. Fig. 1.9d).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 18 Suporturile cu umpluturi cu suprafață plană au două dezavantaje majore:
 lichidul și gazul circulă în contra curent prin aceleași orificii, motiv pentru
care pe suprafața suportului se adună un strat de lichid prin ca re
barbotează gazul sau vaporii ;
 stratul de umplutură din apropierea suprafeței suportului plan, obturează
parțial spațiile libere ale acestuia.
Ambele dezavantaje au ca efect reducerea capacității coloanei.
Suporturile ondulate permit trecerea separa tă a vaporilor și a lichidului .
Vaporii pătrund în umplutură prin ondulațiile superioare, care se află deasupra
“ondulației” prin care lichidul se scurge din stratul de umplutură, ceea ce
împiedică formarea stratului de l ichid pe suprafața suportului. Î n felul acesta
vaporii sunt injectați prin suprafața laterală a “ondulațiilor’’ în stratul de lichid,
iar lichidul datorită deschiderilor, din partea inferioară a “ondulațiilor’’ este
uniform distribuit pe stratul de umplutură inferior. (v. Fig. 1.9e).

Fig. 1.9 .e Suport ondulat

Aria liberă a unor asemenea suporturi poate depăși valoarea ariei secțiunii
transversale a coloanei.
Se realizează astfel debite mari de lichid și de vapori în condițiile unei
căderi minime de presiune.
Pentru proiectarea optimă a unui suport pentru umplutură, este necesară
cunoașterea diametrului interior al coloanei, a înălțimii stratului de umplutură, a
tipului umpluturii, debitele de lichid și de vapori și materialul corpurilor de
umplere. Materialul se alege pe baza cunoașterii agresivității mediului de lucru.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 19 Suporturile ondulate se realizează din oțel, aluminiu, material ceramic
(porțelan, material r efractar), material plastic ( furan sau poliester ) armat cu fibre
de sticlă, policlorură de vinil, polipropilenă.
La coloanele cu diametru mare , în vederea unei montări ușoare suporturile
pentru umplutură se execută din 2 -7 segmente separate. Acestea se pot monta pe
grinzi executate din cornier sau din alte laminate.

Grătare limitatoare de strat
În coloanele cu umplutură, în cazul unor încărcări mari cu lichid și gaz,
când căderea de presiune pe înălțimea de un metru de umplutură, devine mai
mare decât 40 -70 mm. col. H 2O, este posibilă fierberea aparentă (fluidizarea)
umpluturii în partea ei superioară, ceea ce determină micșorarea capacității
coloanei ca urmare a distrugerii umpluturii ce implică micșorar ea fracției de
goluri. Pentru a evita asemenea efecte, în partea superioară a stratului de
umplutură se prevede un limitator de strat (v. Fig. 1.10). Așezarea direct pe
umplutură a unui limitator de strat poate împiedica prin greutatea sa (50…150
kg/m2), fluidizarea umpluturii.

Fig. 1.10 Limitatoare de strat
a-limitato are de strat din metal
b-limitator de strat din material plastic

Uneori, un asemenea limitator nu împiedică complet distrugerea
umpluturii. Dacă nu există pericol de înfundare sau de corodare, sub placa
limitatoare se poate prevede o sită, care împiedică deplasarea corpurilor de
umplere.
Secțiunea liberă a limitatorului de strat trebuie să fie mai mare decât 70 %
din aria secțiunii transversale a coloanei.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 20 Limitatoarele de strat se suspendă pe distribuitorul de lichid sa u se fixează
pe clipsuri sudate de peretele interior al coloanei. Limitatoarele de strat se
realizează din met al (oțel sau oțel aliat) sau material termoplastic ( polipropilenă,
policlorură de vinil). În general se realizează din 2 -3 segmente, care se
asamblează între ele la montaj.

Dispozitiv e pentru redistribuirea lichidului.
Spre a asigura contactul optim între fazele aflate în coloană, este necesară
evitarea formării de canale verticale prin care să aibă loc curgerea preferențială a
fluidelor. Aceasta se obține prin repartizarea uniformă a fazei lichide pe
suprafața umpluturii și p rin fracționarea umpluturii în straturi de înălțime mică,
între care se intercalează dispozitive pentru colectarea și redistr ibuirea lichidului
(v. Fig. 1.11.).
Dispozitivele de colectare și redistribuire a lichidului trebuie să
îndeplinească următoarele c ondiții:
 să nu îngusteze secțiunea aparatului ( ceea ce va determina mărirea
bruscă a vitezei gazului sau vaporilor și deci la perturbarea regimului
de lucru a coloanei ),
 să asigure redistribuire a uniformă a lichidului
 să nu fie complicate din punct d e vedere constructiv.
Utilizarea unor confuzoare simple este dezavantajoasă din punct de vedere
funcțional. Ca dispozitive de colectare și redistribuire se utilizează conuri cu
găuri ștanțate, buzunare inelare și talere speciale .
La conurile cu găurile ștanțate lichidul care se scurge pe pereții coloanei ,
este dir ijat către centrul acesteia. Î n dreptul conului , viteza gazului (vaporilor)
se mărește fără a deranja prea mult funcționarea coloane i, datorită prezenței
găurilor .
Găurile împiedică
mărirea accentuată a
vitezei gazului și nu
permit scurgerea
lichidulu i decât spre
partea centrală.
Buzunarele inelare relativ
înguste sunt prevăzute cu
3-6 țevi 3, prin care
lichidul colectat e ste adus
spre centrul coloanei.

Fig. 1.11 Disp ozitive p entru redistribuirea lichidului cu:
a-confuzor simplu, b -buzunar inelar, c -talere speciale

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 21 Criteriile care stau la baza proiectării unui redistribuitor sunt similare cu
cele pentru distribuitoarele de lichid. Redistribuitorul trebuie să fie compatibil
cu suportul umpluturii sub care acesta este prevăzut. Racordurile
redistribuitorului pentru trecerea vaporilor sau gazului su nt în dreptul și pe
lungimea ondulațiilor suportului umpluturii prin care trec vaporii. In felul cesta
se asigură o cădere de presiune minimă a ansamblului redistribuitor – suport
pentru umplutură, ca urmare a neintersectării traiectoriilor lichidului și
vaporilor. Rozetele distribuitoare, reprezintă o clasă specială de redistribuitoare,
utilizate atunci când eficiența coloanei cu umplutură poate scădea datorită
procentului ridicat de lichid care ar curge în preajma peretelui colo anei. Acest
fenomen se petrece în cazul coloanelor cu diametru mic. Rozetele distribuitoare
se prevăd atunci când amestecul aflat în blazul co loanei urmează a fi epuizat
total de componentul volatil. Aceste rozete pot fi amplasate în interiorul stratului
de umplutură, deasupra stratului de umplutură sau deasupra unui distribuitor
obișnuit. Ele se prind etanș de suporturi inelare prevăzute pe int eriorul coloanei,
sau se instalează între flanșe.

Dispozitive de stropire
Funcționarea în bune condiții a coloanei este influențată de uniformitatea
distrib uirii lichidului pe umplutură.
Dispozitivele de stropire trebuie să îndeplinească următoarele con diții:
 să asigure o distribuție uniformă a lichidului asupra umpluturii,
 să nu se înfunde în timpul funcționării,
 pentru o funcționare corectă să nu fie necesară o presiune prea mare.
Dispozitivele de stropire sunt de două categorii:
 tip A – dispozitive care asigură stropirea într -un număr determinant
de puncte pe secțiunea umpluturii,
 tip B – dispozitive care asigură stropirea umpluturii sub formă de
picături.

Dispozitive de stropire tip A
Numărul punctelor de stropire pe unitatea de ari e a suprafaței transversale a
umpluturii depinde de diametrul coloanei și de modul de așezare a umplutu rii în
coloană.
Diametrul țevilor de scurgere se alege astfel ca nivelul lichidului să se afle
în permanență deasupra capetelor superioare ale țevilor. Vaporii (gazul) sunt
îndep ărtați fie lateral , fie prin racorduri special prevazute în aces t scop pe placă .
Lungimea țevii se ia mai mare decât de 3 ori diametrul ei.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 22 În cazul deversării li bere a lichidului, țevile trebuie să aibă diametrul mare
(30 –100 mm), deoarece lichidul si vaporii trec în contracurent prin aceleași țevi.
Tevile se dispun după o rețea hexagonală, pătrată sau circulară.
Spre a asigura o distribuție uniformă a lichidului, capetele superioare al e
țevilor trebuie să se afle în același plan orizontal. Acest lucru este mai dificil de
realizat în cazul coloanelor cu diametrul de 2 –3 m. La aceste coloane se recurge
la alte variante constructive, sau se construiește diametrul din segmente.
Dispozit ivul de st ropire tip păianjen este o construcție robustă, deoarece la
diamet rele mai mari devin prea grele.
Deversorul zimțat , amplasat între cilindrul central de alimenta re și
închizătorul hidraulic , de deasupra țevilor de stropire , asigură liniștirea și
uniformizarea nivelului l ichidului. Lichidul trece din în spațiul inelar d intre și
prin feres trele.
Datorită închiderii hidraulice, țevile funcționează în secțiunea complet
plină. In consecință, vaporii trebuie să fie dirijați, la un racord lateral care se află
sub dispozitivul de stropire.
Jgheaburile se utilizează pentru distribuirea uniformă a lichidului în
coloanele cu diametru mare. Lichidul alimentat în jgheabul central 1, este
repartiz at în jgheaburile transversale , unde curge prin cădere liberă, p in
deversoarele cu secțiune triunghiulară sau în unele cazuri, trapezoidală.
Funcționarea corectă a jgheaburilor este determinată de reglarea poziției
orizontale a acestora.
Vârfurile sau baza mică a deversoarelor trebuie să se afle în același plan
orizontal. Viteza lichidului în jgheaburi treb uie să fie mai mică decât 0,3 m/ s.
Jgheaburile se amplasează la 1,2 –1,4 m deasupra umpluturii (sau a ultimului
taler, în cazul coloanelor cu talere).
Dispozitivele de stropire din țe vi perforate sunt eficiente și micșorează mai
puțin decât celelalte dispozitive aria liberă a secțiunii transversale. Datorită
pericolului înfundării orificiilor, aceste dispozitive sunt recomandate pentru
stropirea sub presiune a lichidelor curate, care a u fost în prealabil filtrate.
Diametrul orificiilor practicate în țevi este de 3 -6 mm. Distribuția uniformă
pe întreaga secțiune transversală a coloanei se asigură prin alimentarea cu lichid
a țevii inelare 1 prin două racorduri 3, diametral opuse.
Țevile transversale , asigură stropirea și în zona centrală a coloanei. La
alimentarea unidirecțională spre a asigura stropirea uniformă, în special la
coloanele cu diametru mare, este necesar ca diametrele orificiilor țevilor a, de la
capătul opus alimentări i să fie mai mari decât al țevilor din apropi erea secțiunii
de alimentare. Dispo zitivul de stropire cu ajutaje se utilizează în aceleași
condiții .

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 23 Brațele transversale ale acestui dispozitiv sunt prinse de țeava centrală cu
flanșe. Prin reglarea ajutajelo r 1 se poate uniformiza debitul de stropire pe toata
secțiunea coloanei.

Dispozitive de stropire de tipul B
Se utilizează dispozitive de stropire fixe sau rabatabile, a căror piesă
principală o constituie stropitorul care poate fi de formă cilindrică sau
semisferică și care este prevăzut cu orificii sau cu 6 – 8 fante dreptunghiulare (v.
Fig. 1.12).
Aceste elemente sunt dispuse în general în centru l coloanei la înălțimea de
0,7–1 m și mai mult deasupra umplutur ii.

Fig. 1.12 Stropitoare
a,c-cilindric ; b-semisferic

Stropitorul asigură stropirea pe o rază relativ mică, motiv pentru care în
coloane cu diametrul mare se utilizează câteva asemenea piese. Orificiile se
execută cu diametrul de 3÷ 15 mm.
Lichidul este alimentat sub o presiune de 1-6 m col.H 2O, de la o pompă sau
vas de nivel.
Funcționarea corectă a acestor stropitoare are loc la debit constant al
lichidului de stropire. La micșorarea debitului, umplutura de lângă perete nu va
fi udată. La mărirea debitului peste cel optim, o p arte din lichid va fi dirijat pe
pereții coloanei .
Stropitoarele sunt simple din punct de vedere constructiv și ieftine. Sunt
utilizate la col oane cu diametre mari până la 9 m.
Se preferă soluțiile constructive cu orificii circulare, deoarece fantele
dreptunghiulare se înfundă ușor.
Dispozitivele de stropire cu deflector sunt simple din punct de vedere
constructiv, permit stropirea unor debite mari de lichid și nu se înfundă.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 24 Cea mai simplă co nstrucție consta dintr -o țeavă , de care este sudat la o
anum ită distanță discul deflector (v. Fig. 1.13).

Lovindu -se de deflector lichidul se împrăștie sub formă de picături în toate
părțile. Placa deflectoare (plană, bombată sau conică) este prevazuta cu orificii
pentru a asigura și stropirea părții centrale a umpluturii.
Pentru debite mari de lichid (50 -200 m3/h) se utilizează stropitorul cu
deflector multiplu care are o raza de acțiune de până la 3m. Lichidu l curge de pe
elementele deflectoare, sub forma unei pelicule care est e întreruptă de vaporii
care circulă de jos în sus și o transformă în picături.
Fiecare peliculă de acest fel asigura udarea umpluturii pe o distanță radială
de 0,3 -0,6m.

Dispozitivel e de stropire centrifugale .
Sunt constituite dintr -un element rotitor pe care cade lichidul . Datorită
acțiunii forței centrifuge, lichidul este raspândit sub formă de picăturideasupra
umpluturii (v. Fig. 1.14).
Rotorul este constituit dintr -un arbore pe care este asamblat un disc stea.
Acest dispozitiv nu asigură o stropire uniformă pe secțiunea coloanei.
Un disc cu un diametru de 500mm la turații de 48190 rot./min asigură
udarea pe o rază de 0,8 -3m.

Fig. 1.13 Dispozitive de stropire cu deflector
a-cu un singur deflector ; b-cu mai multe deflectoare

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 25
Fig. 1.14 Dispozitiv de stropire rotativ

Racorduri pentru intrarea, redistribuirea și ieșirea vaporilor (gazelor) și
pentru ieșirea lichidului.
Racordurile prin care se introduc gazele (va porii ) trebuie astfel concepute
încât să împiedice intrarea directă a lichidului. In acest sens se adoptă soluțiile
din figura, capătul racordului se taie înclinat față de axă sau se prevăd cu o
degajare în partea inferioară și cu capac frontal.
Racordurile talerelor de distribuire sau redistri buire a vaporilor sau gazelor
se acoperă cu capace .
Racordurile pentru ieșirea vaporilor sau gazelor se concep astfel încât să fie
împiedecată trecerea mai departe (prin racord) a picăturilor antrenate de curentul
de vapori sau gaz. Î n acest scop, în cal ea vaporilor se prevăd separatoare de
picături, sau în jurul intrării în racord se prevăd buzunare deschise în partea de
sus, sau plăci protectoare fixate în partea de jos (astfel ca în ele să nu poată fi
păstrat lichid) care au de asemenea rol de separ atoare de picături . Separatoarele
de picături se prevăd în cazul antrenării unor cantități mari de picături și când
deflectoarele sau buzunarele simple nu asigură reținerea p icăturilor .
Racordurile pentru ieșirea fazei lichide trebuie să permită trecerea de bitulu i
de lichid dar să împiedice ieș irea vaporilor sau gazelor . La aparatele care
funcționează la presiune mică se utilizează î nchizătoare hidraulice simple .
Când în coloană presiunile sunt mari se utilizeaza închideri hidraulice din
țeavă în formă de U . Partea inferioară a coloanei servește uneori și ca rezervor
tampon, în care se găsește în permanență o cantitate de lichid. Aceasta permite
cuplarea directă a coloanei cu pompa care evacuează lichidul.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 26
Capitolul 2

Proiectarea tehnologiei de fabricație pentru gura de vizitare GV4

Dimensiunile flanșei sunt: DN 600; PN 10

Dimensiunile ștuțului sunt: De=610 mm; s=7.1 mm

2.1 Alegerea semifabricatului

Conform STAS 2171 -92 se alege semifabricatul pentru flanșă ținând cont
de următoarele cazuri:
 În cazul în care diametrul maxim al piesei este mai mic de 350 mm, se
alege ca semifabricat o piesă refulată în șaibă fără menisc.
 În cazul în care diametrul max im al piese este mai mare de 350 mm, se
alege ca semifabricat un inel lărgit pe dorn.
Pentru alegerea ștuțului :
Se alege o țeavă cu diametrul exterior D e=610 mm, grosimea de perete
s=7,1 mm, respectiv lungimea de 3 metri.

Fig. 2.1 – Adaosurile de prelucrare pentru inele lărgite pe dorn

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 27

Fig. 2.2 – Dimensiunile piesei finite la care se adaugă adaosurile de
prelucrare și abaterile limită

Tabelul 2.1 Adaosurile de prelucrare si abaterile limita pentru piesa aleasă
Diametrul exterior
al piesei finite (d). Dimensiunile piesei
finite la care se adauga
adaosurile de prelucrare
si abaterile limita. Inaltimea piesei
finite (h).
>765…840
(780) h 15±5
d 22±9
d-di 27±9

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 28

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 29

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 30

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 31

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 32 2.3. Proiectarea bazării și fixării pentru operațiile din filmul tehnologic

 Baza constructivă (Bc) reprezintă totalitatea suprafețelor, liniilor sau
punctelor față de care se orientează, după calculele proiectantului,
celelalte elemente ale piesei.
 Baza de montaj (Bmt) este suprafața piesei față d e care se orientează
celelalte suprafețe ale pieselor componente la realizarea montajului
 Baza de măsurare (Bmăs) a piesei este suprafața (sau totalitatea
suprafețelor) de la care se măsoară dimensiunile piesei
 Baza tehnologică (Bt) a piesei reprezintă suprafața față de care se
orientează în timpul procesului tehnologic suprafața ce se prelucrează.
 Bază tehnologică de așezare (Bta) reprezintă suprafața semifabricatului
cu care acesta se sprijină pe suprafața dispozitivului sau a mașinii -unelte.
 Bază tehn ologică de reglare (Btrg) reprezintă suprafața semifabricatului
față de care se orientează suprafețele prelucrate, fiind legată de aceste
suprafețe prin dimensiuni ce se obțin în cadrul aceleași așezări.
 Bază tehnologică de verificare (Btv) reprezintă supr afața
semifabricatului de la care se efectuează verificarea poziției acesteia la
prelucrarea pe mașina -unealtă sau la așezarea sculei așchietoare.
 Eroarea de bazare (b) reprezintă eroarea la dimensiunea sau corelația de
dimensiuni ce determină distanța înt re baza de referință și suprafața ce se
prelucrează.
 Baza de referință (Br) reprezintă elementul semifabricatului (suprafață,
linie sau punct) care este legat de suprafața ce se prelucrează prin
dimensiuni sau corelații de dimensiuni ce trebuie respectate la prelucrarea
respectivă.
 Dimensiunea de bază (DB) reprezintă dimensiunea semifabricatului de
care depinde poziția bazei de referință la prelucrarea considerată.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 33 2.4 Stabilirea adaosurilor de prelucrare
În urma calculelor efectuate la subcapitolele 2.1, respectiv 2.2 s -au stabilit
următoarele adaosuri de prelucrare, conform tabelului 2.3.

Tabelul 2.3 Adaosurile de prelucrare
Operație Așezare Fază Adaos de
prelucrare
[mm] Număru
l de treceri
I A 1 7 (4×1);
(3×1)
2 170 (6×28);
(2×1)
3 32 (8×4)
4 R12 –
5 α=30°,
h=2 –
6 27 (7×3);
(6×1)
B 7 7 (4×1);
(3×1)
8 3 (3×1)
9 22 (6×3);
(4×1)
10 α=30°,
h=2 –
11 1 (0,25×4)
II A 12 – –
III A 13 20 (10×2)
14 10 (10×1)
IV A 15 – –
V A 16 3 (3×1)
17 α=30°,
h=2 –
18 7,1 (3×2);
(1,1×1)

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 34 2.5 Proiectarea fiecărei operații din filmul tehnologic (alegerea mașinii,
sculelor și dispozitivelor de lucru, stabilirea parametrilor de regim,
stabilirea normelor tehnice de timp pentru operația precizată). Întocmirea
fișei tehnologice de prelucrare mecanică a elementului.

Proiectarea operațiilor din filmul tehnologic pentru flanșă
Alegerea mașinilor necesare prelucrărilor.

A. Pentru operația de strunjire se alege un strung carusel SC 125 cu
următoarele caracteristici:
– diametrul maxim de prelucrat: 1400 mm;
– înălțimea maximă a piesei prelucrate: 1000 mm;
– unghiul maxim de înclinare al suportului vertical:
035 ;
– turațiile: 16 trepte între 2 și 250 rot/min: 2; 8, 10; 12,5; 16; 20; 25; 31,5;
40; 50; 63; 80; 160; 200; 250;
– avansul: 0,045; 0,06; 0,085; 0,112; 0,16; 0,2; 0,3; 0,4; 0,6; 0,8; 1,1;1,5; 2;
2,8; 3,75; 5 mm/rot;
– cursa maximă a suporturilor: 900 mm;
– cursa maximă a saniei suporților: 760 mm;
– puterea motorului: 45 kW.

B. La operația de găurire se alege o mașină de găurit radială tip Csepel RF2
cu următoarele caracteristici:
– diametrul maxim de găurire: 40 mm;
– R = 1435 mm; h = 350 mm;
– puterea motorului de antrenare: 4,5 kW;
– turația axului principal: 47,5; 67, 95; 132; 190; 265; 375; 530; 750; 1050;
1500; 2100 rot/min;
– gama de avansuri: 0,048, 0,075; 0,12, 0,19; 0,30; 0,48; 0,75; 1,20.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 35 Alegerea sculelor așchietoare necesare prelucrărilor.
– tipurile de scule utilizate la strunjire și parametrii geometrici sunt
prezentați in tabelul următor:

Tabelul 2.2 Tipurile de cuțite utilizate pentru prelucrare.

N
r.
Schița
sculei Tipul
cuțitul
ui Ma
terial
cuți
t

[
0
]

[
0
]
a
[
daN/
m
m
2] hx
b
[m
m
2] r
[
0
] c
[
0
]
1
.
Încovoi
at
pt.
Degroșat
STAS
6377 –
80 P10 1
5 4
5 2
0 25
X25 1
,5 7
2
.
Lateral
STAS
6381 –
80 P10 1
2 9
5 1
0 25
X25 1
,5 7
3
.
Pentru
interior
STAS
6384 –
80 P10 1
0 7
5 3 25
X25 1 6
4
.
Drept
pentru
finisat
STAS
6378 –
80 P10 1
2 5
0 1
8 25
X16 1 4

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 36 Stabilirea parametrilor regimului de lucru
Stabilirea parametrilor regimului de lucru constă în determinarea valorilor
parametrilor de bază (adâncimea de așchiere, avansul, viteza de așchiere, turația,
puterea necesară de prelucrare) în concordanță cu datele concrete de lucru
(forma, dimensiunile, caracteristicile mecanice ale materialului sculei și ale
materialului preluc rat, etc.).

a) Stabilirea parametrilor regimului de așchiere pentru strunjirea frontală
de degroșare la cota ϕ610 mm pe înălțimea de 88 mm .
Parametrii regimului de așchiere se stabilesc conform [1]:
– alegerea sculei așchietoare: pentru strunjirea fronta lă de degroșare se
alege un cuțit încovoiat pentru degroșare cu plăcuțe din carburi metalice P10
STAS 6377 -80 cu parametrii geometrici conform tabelului anterior.
– durabilitatea economică se alege în funcție de dimensiunile și tipul
secțiunii cuțitului, d e materialul părții active și materialul de așchiat din [1] tab.
9.10: T
ec = 90 min;
– uzura admisibilă a cuțitului de strung, conform [1] tab. 9.11 este: h
a =
1,0…1,4;
Se adoptă h
a = 1,3;
– adâncimea de așchiere: t= 4 mm;
– avansul de așchiere:
Avansul se alege din [1] tab. 9.1 pentru prelucrarea oțelului carbon cu cuțit
din carburi metalice, funcție de diametrul piesei D, adâncimea de așchiere.
Rezultă că
s = (1,0…1,5) mm/rot. Din gama de avansuri a mașinii unelte se adoptă s =
1,1 mm/rot;
– viteza de așchiere, forța, puterea:
Din tabelul 9.25 pentru strunjirea frontală a oțelului cu
r = 55 daN/mm, cu
cuțit P10 având geometria
mmx qmmr 3020 ; 2 ;5…0 ;6…4 ;450 0 0   , fără
răcire și T
ec = 90 min se alege (cunoscând avanul s = 1,1 mm/rot și adâncimea de
așchiere t):
– viteza de așchiere: v = 120 m/min;
– forța principală: F
Z = 580 daN;
– puterea necesară: P
e = 14.50 Kw.
Pentru că avem a lte condiții la prelucrare decât cele din tab. 9.25. valorile
vitezei, forței și puterii se corectează cu coeficienții din [1]. tab. 9.25 și 9.40.
Coeficienții de corecție au următoarele valori:

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 37 – funcție de rezistența oțelului avem: k
;25.1 ;93.0 ;35.11 1  N F v k k
– funcție de starea materialului: k
;0.12v
– funcție de unghiul de atac al cuțitului: k
3v = 1,0;
– funcție de raza la vârf a cuțitului: k
95.04v ;
– funcție de secțiunea transversală a cuțitului: k
0.15v ;
– funcție de durata tăișului T
;0.1 :6v ek
– funcție de calitatea plăcuței: k
7v = 1,0.
Rezultă viteza, forța, puterea corectate:
v
min/9.15311195.01135.1 1207 6 5 4 3 2 1 m kkkkkkkvv v v v v v v c  ;
F
daN FkZ F c 4.539 58093.01 
P
125.18 50.1425.1 e N c Pk kW
– stabilirea turației semifabricatului:
n =
29.1633009.153 1000
3001000
 v rot/min
unde: D – diametrul semifabricatului, mm; din gama de turații ale SC125 se
alege turația: n = 160 rot/min.
Viteza de așchiere reală va fi : v
min/ 1511000160 300mr 
– verificarea pute rii motorului:
N
kWr 95.168.0 6000151 539

- randamentul mașinii;
 = 0,8;
P
45 95.16 m rP . Deoarece puterea reală necesară este mai mică decât
puterea mașinii unelte alese, rezultă că operația se poate execu ta pe mașina
aleasă.

b) Stabilirea parametrilor regimului de așchiere pentru strunjirea
interioară de degroșare la cota ϕ 595,8 mm pe înălțimea de 88 mm.
Parametrii regimului de așchiere se stabilesc conform [1]:
– alegerea sculei așchietoare: pentru s trunjirea interioară de degroșare se
alege un cuțit pentru interior cu plăcuțe din carburi metalice P10 STAS 6384 -80
cu parametrii geometrici conform tabelului anterior.
– durabilitatea economică se alege în funcție de dimensiunile și tipul
secțiunii cuțit ului, de materialul părții active și materialul de așchiat din [1] tab.
9.10: T
ec = 90 min;

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 38 – uzura admisibilă a cuțitului de strung, conform [1] tab. 9.11 este: h
a =
1,0…1,4;
Se adoptă h
a = 1,3;
– adâncimea de așchiere: t= 7 mm;
– avansul de așchiere:
Avansul se alege din [1] tab. 9.3 în funcție adâncimea de așchiere t = 7…8
mm și de ieșirea în afară a cuțitului pentru strunjirea interioară de degroșare
până la 500 mm. Rezultă că s= (0,7…0 ,9) mm/rot. Din gama de avansuri a
mașinii unelte se adoptă s = 0,8 mm/rot;
– viteza de așchiere, forța, puterea:
Din tabelul 9.25 pentru strunjirea interioară a oțelului cu
r = 55 daN/mm,
cu cuțit P10 având geometria
mmx qmmr 3020 ; 2 ;15…10 ;12…8 ;450 0 0     ,
fără răcire și T
ec = 90 min se alege (cunoscând avanul s = 0,8 mm/rot și
adâncimea de așchiere t):
– viteza de așchiere: v = 87 m/min;
– forța principală: F
Z = 900 daN;
– puterea necesară: P
e = 16 Kw.
Pentru că avem alte condiții la prelucrare decât cele din tab. 9.25. valorile
vitezei, forței și puterii se corectează cu coeficienții din [1]. tab. 9.25 și 9.40.
Coeficienții de corecție au următoarele valori:
– funcție de rezistența oțelului avem: k
;25.1 ;93.0 ;35.11 1  N F v k k
– funcție de starea materialului: k
;0.12v
– funcție de unghiul de atac al cuțitului: k
3v = 0,86;
– funcție de raza la vârf a cuțitului: k
95.04v ;
– funcție de secțiunea transversală a cuțitului: k
0.15v ;
– funcție de durata tăișului T
;0.1 :6v ek
– funcție de calitatea plăcuței: k
7v = 1,0.
Rezultă viteza, forța, puterea corectate:
v
min/ 96.9511195.086.0135.1 1207 6 5 4 3 2 1 m kkkkkkkvv v v v v v v c  ;
F
daN FkZ F c 837 90093.01 
P
20 1625.1e N c Pk kW

– stabilirea turației semifabricatului:

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 39 n =
85.10130096 1000
3001000
 v rot/min
unde: D – diametrul semifabricatului, mm; din gama de turații ale SC125 se
alege turația: n = 80 rot/min.
Viteza de așchiere reală va fi : v
min/ 39.75100080 300mr 
– verificarea puterii motorului:
N
kWr 14.138.0 600039.75 837

- randamentul mașinii;
 = 0,8;
P
45 14.13 m rP . Deoarece puterea reală necesară este mai mică decât
puterea mașinii unelte alese, rezultă că operația se poate executa pe mașina
aleasă.

c) Stabilirea parametrilor regimului de așchiere pentru strunjirea
exterioară de degroșare la cota ϕ780 mm pe înălțimea de 81 mm.
Parametrii regimului de așchiere se stabilesc conform [1]:
– alegerea sculei așchietoare: pentru strunjirea exterioară de deg roșare se
alege un cuțit lateral cu plăcuțe din carburi metalice P10 STAS 6381 -80 cu
parametrii geometrici conform tabelului anterior.
– durabilitatea economică se alege în funcție de dimensiunile și tipul
secțiunii cuțitului, de materialul părții active ș i materialul de așchiat din [1] tab.
9.10: T
ec = 90 min;
– uzura admisibilă a cuțitului de strung, conform [1] tab. 9.11 este: h
a =
1,0…1,4;
Se adoptă h
a = 1,3;
– adâncimea de așchiere: t= 6 m m;
– avansul de așchiere:
Avansul se alege din [1] tab. 9.1. pentru prelucrarea oțelurilor carbon cu
cuțit din caruri metalice, funcție de diametrul piesei D, adâncimea de așchiere.
Rezultă că s = (1,0…1,5) mm/rot. Din gama de avansuri a mașinii unelte se
adoptă:
s = 1,1mm/rot;
– viteza de așchiere, forța, puterea:
Din tabelul 9.25 pentru strunjirea exterioară a oțelului cu
r = 55 daN/mm,
cu cuțit P10 având geometria
mmx qmmr 3020 ; 2 ;5…0 ;6…4 ;450 0 0   ,

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 40 fără răcire și T
ec = 90 min se alege (cunoscând avanul s = 1,1 mm/rot și
adâncimea de așchiere t):
– viteza de așchiere: v = 108 m/min;
– forța principală: F
Z = 760 daN;
– puterea necesară: P
e = 16,70 Kw.

Pentru că avem alte condiții la prelucr are decât cele din tab. 9.25. valorile
vitezei, forței și puterii se corectează cu coeficienții din [1]. tab. 9.25 și 9.40.

Coeficienții de corecție au următoarele valori:
– funcție de rezistența oțelului avem: k
;25.1 ;93.0 ;35.11 1  N F v k k
– funcție de starea materialului: k
;0.12v
– funcție de unghiul de atac al cuțitului: k
3v = 0,81;
– funcție de raza la vârf a cuțitului: k
95.04v ;
– funcție de secțiunea transversală a cuțitului: k
0.15v ;
– funcție de durata tăișului T
;0.1 :6v ek
– funcție de calitatea plăcuței: k
7v = 1,0.
Rezultă viteza, forța, puterea corectate:
v
min/2.11211195.081.0135.1 1087 6 5 4 3 2 1 m kkkkkkkvv v v v v v v c  ;
F
daN FkZ F c 8.706 73093.01 
P
875.20 70.1625.1 e N c Pk kW
– stabilirea turației semifabricatului:
n =
83.118300112 1000
3001000
 v rot/min
unde:
D- diametrul semifabricatului, mm; din gama de turații ale SC125 se alege
turația: n = 80 rot/min.

Viteza de așchiere reală va fi : v
min/ 39.75100080 300mr 
– verificarea puterii motorului:
N
kWr 14.138.0 600039.75 837

- randamentul mașinii;
 = 0,8;
P
45 14.13 m rP .

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 41 Deoarece puterea reală necesară este mai mică decât puterea mașinii unelte
alese, rezultă că operația se poate executa pe mașina aleasă .

d) Stabilirea parametrilor regimului de așchiere pentru strunjirea frontală
de finisare de la cota ϕ81 mm la ϕ 80 mm.
Parametrii regimului de așchiere se stabilesc conform [1]:
– alegerea sculei așchietoare: pentru strunjirea frontală de finisare se alege
un cuțit drept pentru finisat conform STAS 6378 -80 cu parametrii geometrici
conform tabelului anterior.
– durabilitatea economică se alege în funcție de dimensiunile și tipul
secțiunii cuțitului, de materialul părții active și materialul de așchiat din [1] tab.
9.10: T
ec = 90 min;
– uzura admisibilă a cuțitului de strung, conform [1] tab. 9.11 este: h
a =
0,1;
– adâncimea de așchiere: t= 0,25 mm;
– avansul de așchiere:

Avansul se alege din [1] tab. 9.8 în funcț ie de raza la vârf a cuțitului r =1
mm și R
ma2.3 și viteza de așchiere. s= (0,08…0,15) mm/rot. Din gama de
avansuri a mașinii unelte se adoptă s = 0,112 mm/rot;
– viteza de așchiere, forța, puterea:
Din tabelul 9.25 pentru strunjirea in terioară a oțelului cu
r = 55 daN/mm,
cu cuțit P10 având geometria
mmx qmmr 3020 ; 2 ;5…0 ;6…4 ;450 0 0   ,
fără răcire și T
ec = 90 min se alege (cunoscând avanul s = 0,112 mm/rot și
adâncimea de așchiere t):
– viteza de așchiere: v = 294 m/min;
– forța principală: F
Z = 18 daN;
– puterea necesară: P
e = 1,10 Kw.
Pentru că avem alte condiții la prelucrare decât cele din tab. 9.25. valorile
vitezei, forței și puterii se corectează cu coeficienții din [1]. tab. 9.25 și 9.40.

Coeficienții de corecție au următoarele valori:
– funcție de rezistența oțelului avem: k
;25.1 ;93.0 ;35.11 1  N F v k k
– funcție de starea materialului: k
;0.12v
– funcție de unghiul de atac al cuțitului: k
3v = 0,92;
– funcție de raza la vârf a cuțitului: k
85.04v ;

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 42 – funcție de secțiunea transversală a c uțitului: k
97.05v ;
– funcție de durata tăișului T
;0.1 :6v ek
– funcție de calitatea plăcuței: k
7v = 1,0.

Rezultă viteza, forța, puterea corectate:
v
min/ 06.2011197.085.092.0135.1 2947 6 5 4 3 2 1 m kkkkkkkvv v v v v v v c 
;
F
daN FkZ F c 74.16 1893.01 
P
375.1 10.125.1e N c Pk kW
– stabilirea turației semifabricatului:
n =
37.319300301 1000
3001000
 v rot/min
unde:
D- diametrul semifabricatului, mm; din gama de turații ale SC125 se alege
turația: n = 250 rot/min.
Viteza de așchiere reală va fi : v
min/ 61.2351000250 300mr 
– verificarea puterii motorului:
N
kWr 821.08.0 600061.23574.16

- randamentul mașinii;
 = 0,8;
P
45 821.0 m rP .
Deoarece puterea reală necesară este mai mică decât puterea mașinii unelte
alese, rezultă că operația se poate executa pe mașina aleasă.

e) Stabilirea parametrilor regimului de aschiere pentru burghierea a 20
găuri echidistante cu ϕ20 mm;
Parametrii regimului de așchiere la găurire se stabilesc conform [1].
Datorită eforturilor axiale mari care apar din cauza condițiilor
necorespunzătoare de așchiere realizate de tăișul transversal al burghiului,
găurile de diametre mari nu se pot executa dintr -o singură găurire. În acest caz
găurile de diametru ϕ30 mm se execută astfel ([1] tab. 27 pag. 187 ):
– găurire cu burghiu de diametru d = 20 mm;
– găurire (lărgire) d = 30 mm;

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 43 Scula așchietoare folosită: pentru operația de burghiere se folosește un
burghiu elicoidal cu coada conică, cu diametrul D = 20 mm, din oțel rapid
conform STAS 575 -80.
Durabi litatea economică, conform [1]. Tab. 9,116 pentru diametrul D = 20
mm și materialul de prelucrat oțel T
ec = 90 min.
Uzura admisibilă a burghiului, conform [1] tab. 9,116 valoarea
recomandată este h
a = 1,0…1,2;
Se adoptă h
a = 1,2;
Adâncimea de așchiere: t =
10220
2D mm.
Din tabelul 9,98 pentru găurirea oțelului cu
2/ 100 mm daNr și diametrul
burghiului D = 20 mm se recomandă s = 0,29 …0,47 mm/rot. Se adoptă s = 0,30
mm/rot.
Din tabelul 9,121 pentru găurirea cu burghiu elicoidal din oțel rapid se
alege:
v = 19,4 m/min;
n = 310 rot/min;
s
m= 93 mm/min;
F
Z= 567 daN;
M
t= 4190 daNmm;
P
e=1,66 kw;
Coeficienții de corecție, conform [1], tab. 9,121 au următoarele valori:
– funcție de starea materialului: k
;0.11v
– funcție de adâncimea găurii: k
2v =1,0;
– funcție de calitatea și rezistența materialului; k
;04.1 ;86.0 ;2.11 1 3  P F v k k
v
min/ 28.232.14.19 mc 
Turația semifabricatului :
n =
513.3702028.23 1000 1000
 Dv rot/min.
Din gama de turații ale mașinii se alege n = 375 rot/min;
Viteza de așchiere reală va fi:
v
min/ 56.23100020 375mr 
Verificarea puterii motorului:
P
kWr 06.2208.0 600056.23 41902

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 44 f) Stabilirea regimului de sudare si verificarea acestuia pentru otelurile cu
rezistenta mecanica ridicata prin procedeul de sudare cu electrozi.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 45
g) Stabilirea normei tehnice de timp pentru operația de strunjire de
degroșare;
Stabilirea normei tehnic de timp se calculează conform [1]:
1. Timpul de bază se calculează cu relația : T
insLLL
b 2 1
unde: L – lungimea suprafeței de prelucrat; L = 312 mm;
L
1 – distanța de pătrundere a cuțitului; L
1 = 4 mm;
L
2- distanța de ieșire a sculei; L
2 = 3 mm.
T
b2,2 min
T
pi- timpul de pregătire – încheiere se alege conform [3]. Tab. 5,67: T
pi
=14 mi n;
T
a- timpul ajutător este dat de relația:
T
a= t
96.9 56.05.09.264 3 2 1 a a a a tt t min
unde: t
1a – timpul pentru prinderea și desprinderea piesei; se stabilește din
[3] tab 5,72, rezultă t
1a = 6 min;
t
2a- timpul pentru comanda mașinii; conform [3] tab.5,73, rezultă:
t
2a= 0,1+0,1+0,4+1,4+0,8=2,9 min;
t
3a- timpul pentru mânuire, legate de fază, din [3] tab. 5,77: t
3a = 0,5 min;
t
4a- timpul pentru măsuri și control, din [3] tab. 5,78: t
4a =0,56 min.
T
op- timpul operativ; T
op = T
b + T
a = 12,06 min
T
dt- timpul de deservire tehnică, din [3] tab. 5,79, rezultă T
dt = 2,4% T
b
do
– timpul de deservire organizatorică, din [3] tab. 5,79 rezultă T
do = 1,1% T
b

T
on- timpul de necesități fiziologice și odihnă; T
on = 0,5% T
op
T
u- timpul unitar;
T
u= T
b + T
a + T
dt + T
do + T
on = 12,06+0,043+0,019+0,03+0,06=12,21 min

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 46
Capitolul 3

Studiul corelației dintre duritate și caracteristicile mecanice ale
materialelor metalice

3.1 Informații generale privind caracteristicile mecanice ale
materialelor metalice.

Piesele confecționate din materiale metalice, folosite cu cea mai mare
pondere în construcția de mașini și utilaje, sunt supuse în timpul utilizării la
acțiunea unor încărcări mecanice exterioa re. Ca efect al acțiunii forțelor
exterioare, în aceste piese se creează așa numitele forțe interioare sau eforturi,
iar piesele se deformează.
Comportarea unei piese la solicitările mecanice produse de forțele
exterioare depinde de anumite însușiri specif ice materialului metalic din care
este confecționată piesa, numite proprietăți mecanice. De obicei, proprietățile
mecanice ale unui material metalic se determină prin încercări mecanice,
constând în solicitarea unor epruvete în condițiile adecvate evidenți erii
proprietăților urmărite. Cu ajutorul încercărilor mecanice se obțin date calitative
privind comportarea materialelor în condițiile de solicitare corespunzătoare
acestor încercări și valorile unor mărimi fizice sau convenționale, numite
caracteristici mecanice, care se pot utiliza ca parametri cantitativi de exprimare a
proprietăților mecanice.
Elasticitatea și plasticitatea materialelor metalice
Elasticitatea este proprietatea unui material de a se deforma sub acțiunea
solicitărilor mecanice și de a r eveni la forma inițială când solicitările și -au
încetat acțiunea. S-a stabilit pe cale experimentală că, în cazul în care solicitările
mecanice aplicate asupra unei piese cr eează stări de tensiuni capabile să producă
numai deformații elastice ale materialu lui acesteia, este valabilă legea lui Hooke,
adică dependența dintre tensiunile generate de solicitările mecanice și
deformațiile specifice de natură elastică produse esteliniară.
Astfel, în cazul unei piese metalice care suferă deformații elastice sub
acțiunea unei solicitări de întindere sau compresiune monoaxială, starea de
tensiuni generată în piesă este caracterizată numai printr -o tensiune normală σ
(orientată după direcția forțelor exterioare care produc întinderea sau

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 47 comprimarea monoaxialăa piesei ) și legea lui Hooke care are următoarea
formulare analitică:
σ=Eε,
ε fiind deformația specifică liniară(de natură elastică) a materialului piesei,
măsurată pe direcția tensiunii σ. De asemenea, în cazul unei piese metalice care
suferă deformații elastice sub acțiunea unei solicitări de forfecare pură, starea de
tensiuni generată în piesă este caracterizată numai print -o tensiune tangențială τ
și legea lui Hooke are următoarea exprimare analitică:
τ=Gγ,
γ fiind lunecarea specifică (de natură elastică) a m aterialui piesei, produsă pe
direcția tensiunii τ.
Factorii de proporționalitate E și G, care intervin în formulările
particulare (expuse anterior) ale legii lui Hooke, sunt caracteristici (constante)
proprii materialului piesei solicitate, ce exprimă capacitatea materialului de a se
opune acțiunii de deformare elastică exercitate de solicitările mecanice
exterioare; caracteristica E este denumită modul de elasticitate longitudinală, iar
caracteristica G –modul de elasticitate transversală. În teoria elasti cității este
demonstrat că formulările analitice ale legii lui Hooke pentru materialele
continue, omogene și izotrope conțin ca factori de proporționalitate numai
caracteristicile E și G, oricare ar fi complexitatea stărilor de tensiuni mecanice
care produ c deformațiile elastice.
Deformarea elastică a cristalelor care alcătuiesc structura pieselor
metalice se realizează prin modificarea distanțelor interatomice și schimbarea
parametrilor structurii cristaline. Deformarea elastică a materialelor metalice cu
structură policristalină se realizează prin deformarea cristalelor componente
conform mecanismului anterior prezentat.
Comportarea la deformare și valorile caracteristicilor elastice (E și G) ale
materialelor metalice policristaline sunt determinate în pr incipal de natura și
intensitatea forțelor de legătură dintre atomii care alcătuiesc cristalele
(dependente de compoziția chimică a materialului, de tipul și de parametrii
structurii sale cristaline) și sunt influențate în măsură nesemnificativă de factori i
structurali modificabili prin prelucrări tehnologice, cum ar fi forma și
dimensiunile cristalelor, tipul și densitatea imperfecțiunilor structurii cristaline
(dislocații, limite de cristale, limite de subcristale etc.).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 48 Încercarea la tracțiune a mat erialelor metalice.
Conform standardului 10002 -1:2002, parte a ISO 6892, se stabilește
metoda de încercare la tracțiune a materialelor metalice și definește
caracteristicile mecanice care se pot determina la temperatura ambiantă.
Pentru aplicarea acestui s tandard, se vor aplica următoarele definții și
termeni:
L – lungime între repere (lungimea porțiunii calibrate a epruvetei pe care
se măsoară alungirea în orice moment al încercării).
L0 – lungime inițială între repere (lungimea L înainte de aplicarea forț ei,
măsurată la temperatura ambiantă).
Lu – lungimea ultimă între repere (lungimea L după ruperea epruvetei,
măsurată la temperatura ambiantă, cele două fragmente fiind potrivite cu grijă,
astfel încât axele lor să fie aliniate).
Lc – lungime calibrată (lu ngimea porțiunii calibrate cu secțiune redusă a
epruvetei).
Alungire – creșterea lungimii inițiale între repere în orice moment din
timpul încercării.
Alungire procentuală – alungirea exprimată în procente din lungimea
inițială între repere.
A – alungire p rocentuală după rupere (alungirea remanentă a lungimii
între repere după rupere exprimată în procente din lungimea inițială între
repere).
Le – lungimea de bază a extensometrului (lungimea de bază inițială a
extensometrului utilizată pentru măsurarea alungirii cu un extensometru).
Extensie – creșterea lungimii de bază a extensometrului la un moment
dat al încercării.
Extensie procentuală (defor mare) – extensie exprimată în procente din
lungimea de bază a extensometrului.
Extensie remanentă procentuală – creșterea lungimii de bază a
extensometrului, după îndepărtarea forțelor specifice de pe epruvetă, exprimată
ca procente din lungimea de bază a extensometrului.
Ae – extensie procentuală pe palierul limitei de curgere (pentru
materialele care prezintă o curgere discontinuă, extensia între începutul curgerii
și începutul ecruisării uniforme, exprimată în procente din lungimea de bază a
extensometru lui v. Fig. 3.1).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 49
Fig. 3.1 Metode de evaluare pentru extensia procentuală pe palierul limitei de curgere, A e

Agt – extensie procentuală sub forța maximă (extensia totală sub forță
maximă, exprimată în procente din lungimea de bază a extensometrului v. Fig.
3.2).
Ag – extensie plastică sub sarcină maximă, exprimată în procente din
lungimea de bază a extensometrului (v. Fig. 3.2).

Fig. 3.2 Definițiile extensiei

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 50 Z – coeficient de gâtuire (variația maximă a ariei secțiunii transversale
produsă prin î ncercare (S 0-Su) exprimată în procente din aria secțiunii inițiale S 0.

Fm – forța maximă suportată de epruvetă pe parcursul încercării (v. Fig.
3.3a și Fig. 3.3b).

Fig. 3.3 Diferite tipuri de curbe de tensiune pentru determinarea rezistenței la tracțiune (R m)

Efort unitar (tensiune) – forța raportată la aria secțiunii inițiale S 0, a
epruvetei, în orice moment al încercării.
Rm – rezistență la tracțiune (efortul unitar core spunzător forței maxime).
Limita de curgere aparentă – în timpul încercării, când materialul metalic
prezintă un fenomen de curgere, se atinge un punct în care se produce o
deformare plastică, aceasta continuând fara creșterea forței.
ReH – limita de curge re superioară (valoarea efortului unitar în momentul
în care se observă prima scădere a forței v. Fig. 3.5).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 51 ReL – limita de curgere inferioară (valoarea cea mai mică a efortului
unitar în timpul curgerii plastice v. Fig. 3.4).

Fig. 3.4 Limite inferioare și superioare de curgere pentru diferite tipuri de curbe

Rp – limita de curgere convențională, extensie plastică (efortul unitar la
care extensia plastică este egală cu un procentaj specificat din lungimea de bază
a extensometrului v. Fig. 3.5).

Fig. 3.5 Limita de curgere convențională pentru extensie plastică Rp

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 52 Rt – limita de curgere convențională, extensie totală (efortul unitar la care
extensia totală este egală cu un procentaj specificat din lungimea de bază a
extensometrului v. Fig. 3.6).

Fig. 3.6 Limită de extensie totală R t

Rr – limita de alungire remanentă (efortul unitar pentru care alungirea
remanentă a lungimii inițiale între repere nu depășește valoarea prescrisă după
înlăturarea forței).
Rupere – fenomenul care se produce când are loc separarea totală a
epruvetei.
Această încercare constă în supunerea unei epruvete la o deformare de
tracțiune, în general până la rupere, în vederea determinării uneia sau mai multor
caracteristici definite anterior. Încercarea se va efectua la o temperatură
ambiantă cuprinsă între 10° C și 35°C.
Epruvete. Forme și dimensiuni.
Forma și dimensiunile epruvetelor depind de forma și de dimensiunile
produselor metalice din care sunt prelevate epruvetele.
Epruveta se obține în general prin prelucrarea unei probe dintr -un produs
sau dintr -un material semifabricat turnat. Totuși, produsele cu secțiuni constante
(profile, bare, sârme etc.) ca și epruvetele brute turnate (fonte, aliaje neferoase)
pot fi supuse încercării fără a fi prelucrate (v. Fig. 3.7).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 53

Epruvete plate

Epruvete cilin drice
Fig. 3.7 Dimensiuni tipice pentru realizarea încercării la tracțiune

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 54 Secțiunea transversală a epruveteleor poate fi circulară, pătrată,
dreptunghiulară, inelară sau în cazuri particulare cu o altă secțiune transversală
uniformă.
Epruvetele care se utilizează de preferință prezintă o relație directă între
lungimea inițială între repere (L 0) și suprafața inițială a secțiunii transversale
(S0), exprimate prin relația:

Unde k – coeficient de proporționalitate și sunt numite epruvete
proporționale. Valoarea coeficientului k utilizată pe plan internațional este 5,65.
Lungimea inițială între repere nu trebuie să fie mai mică de 15mm. Când aria
secțiunii transversale a epruvetei este prea mică, pentru ca această condiție să fie
satisfăcută c u valoarea 5,65 a coeficientului k, se poate utiliza fie o valoare
superioară a lui k, fie o epruvetă neproporțională.
În cazul epruvetelor neproporționale, lungimea inițială între repere L 0
este luată independentde aria secțiunii inițiale S 0.
Toleranțele la dimensiuni ale epruvetelor trebuie să fie conform anexelor
de la B până la E, conform tabelului 3.1.
Epruvetele prelucrate trebuie să aibă o zonă de racordare între capetele
de prindere și lungimea calibrată, când acestea sunt de dimensiuni diferite.
Dimensiunile acestei zone pot fi importante și se recomandă ca ele să fie definite
în specificațiile materialului dacă acestea nu sunt prezentate în anexa
corespunzătoare (v. Tab. 3.1).
Tabelul 3.1 Tipuri principale de epruvete conform tipului de produs

Capetele de prindere pot avea orice formă adaptată la dispozitivele de
fixare ale mașinii de încercare. Axa epruvetei trebuie să coincidă cu axa de
aplicare a forței. Lungimea calibrată (L c) sau în cazul în care epruveta nu are
zonă de racordare, lungimea liberă între capetele de prindere trebuie să fie
întotdeauna superioară lungimii inițiale între repere (L 0).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 55 În cazul în care epruveta este construită dintr -un tronson neprelucrat de
produs sau dintr -o bară de încercare neprelucrată, lungimea liberă între capetele
de prindere trebuie să fie suficientă pentru ca reperele să fie la o distanță
convenabilă față de aceste capete de prindere.
În cazul epruvetelor brute turnate, acestea trebuie să aibă o zonă de
racordare între capetele de prindere și porțiunea c alibrată. Dimensiunile acestei
zone sunt importante și se recomandă ca ele să fie definite în standardul de
produs. Capetele de prindere pot avea orice formă adaptată la dispozitivele de
prindere ale mașinii de încercare. Lungimea calibrată (L c), trebuie s ă fie
întotdeauna mai mare decât lungimea inițială între repere (L 0).
Determinarea rezistenței la tracțiune R m, alungirii procentuale după
rupere A, extensiei totale procentuale la forță maximă A gt, extensiei plastice
procentuale la forță maximă A g și a co eficientului de gâtuire Z.
După determinarea caracteristicilor cerute de limita de curgere
aparentă/convențională, viteza de deformare estimată pe lungimea calibrată e Lc,
trebuie modificată pentru a aparține unuia dintre intervalele specifice următoare:
Intervalul 2: e Lc=0,00025 s-1 cu o toleranță relativa de ±20%
Intervalul 3: e Lc=0,002 s-1 cu o toleranță relativa de ±20%
Intervalul 4: e Lc=0,0067 s-1 cu o toleranță relativa de ±20%
Dacă scopul încercării la tracțiune este numai de a determina rezistența
la tracțiune, atunci se poate aplica o viteză de deformare estimată pe lungimea
calibrată a epruvetei conform intervalului 3 sau 4, pe tot parcursul încercării.
Determinarea limitelor de curgere aparente și convenționale.
Limita de curgere superioară, R eH
Viteza de îndepărtare a traverselor trebuie menținută pe cât posibil
constantă și trebuie să se situeze în limitele corespunzătoare vitezelor de
solicitare din tabelul 3.2.
Tabelul 3.2 Viteze de solicitare

Limita de curgere inferioară, R eL
În cazul în care nu se determină decât limita de curgere inferioară, viteza
de deformare a lungimii calibrate a epruvetei în domeniul curgerii trebuie să fie

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 56 cuprinsă între 0,00025s-1 și 0,0025s-1. Viteza de deformare a lungimii calibrate
trebuie menținută cât mai con stant posibil. Dacă această viteză nu se poate regla
direct, ea trebuie fixată prin reglarea vitezei de deformare chiar înainte de
începutul curgerii, comenzile mașinii nefiind modificate până la sfârșitul
curgerii.
În toate cazurile, viteza de solicitare în domeniul elastic nu trebuie să
depășească vitezele maxime date în tabelul 3.2.
În cazul în care se determină cele două limite de curgere superioară și
inferioară în cursul aceleiași încercări, condițiile de respectat trebuie să fie cele
reținute pentru determinarea limitei de curgere inferioare.
Limita de curgere convențională și limita de extensie R p și R t
Viteza de îndepărtare a traverselor trebuie menținută cât mai constantă
posibil și trebuie să fie cuprinsă în limitele care corespund vitezelor de s olicitare
din tabelul 3.2 din domeniul elastic.
În domeniul plastic și până la atingerea limitei de curgere convenționale,
vitea de deformare nu trebuie să depășească 0,0025s-1.
Determinarea limitei de curgere superioare
ReH se poate determina pe diagrama forță – extensie sau din indicatorul
valorii de vârf a forței și este definită ca valoarea maximă a forței unitare înainte
de prima scădere a forței. Aceasta din urmă se obține prin împărțirea acestei
forțe la aria inițială a secțiunii transversale a epruvetei.
Determinarea limitei de curgere inferioare
ReL se determină pe diagrama forță – extensie și este definită ca cea mai
mică valoare a forței pe parcursul curgerii plastice, ignorând orice efect
tranzitoriu inițial. Aceas ta din urmă se obține prin împărțirea acestei forțe la aria
inițială a secțiunii transversale a epruvetei S 0. Pentru productivitatea încercării,
ReL se poate raporta ca cea mai mică forță unitară din primul interval de 0,25%
deformare după R eH și ignorând orice efect tranzitoriu inițial. După determinarea
ReL prin această procedură, viteza de încercare poate fi crescută. Utilizarea
acestei proceduri mai scurte se recomandă să fie înregistrare în raportul de
încercare.
Determinarea limitei de curgere c onven ționale, extensie plastică
Rp se determină pe diagrama forță – extensie trasând o dreaptă paralelă
cu porțiunea rectilinie a curbei, distanțată de aceasta cu o valoare care
corespunde procentajului neproporțional prescris, de exemplu: 0,2%. Punctul
unde ac eastă dreaptă intersectează curba reprezintă forța corespunzătoare limitei
de curgere convenționale prescrise. Aceasta se obține prin împărțirea forței la
aria secțiunii inițiale a epruvetei S 0.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 57 Atunci când porțiunea rectilinie a diagramei forță – extensi e nu este clar
definită astfel încât dreapta paralelă nu poate fi trasată cu o certitudine
suficientă, se recomandă următorul procedeu (v. Fig. 3.8).

Fig. 3.8 Limita de curgere pentru extensie plastică R p

După ce s -a depășit limita de curgere convenți onală stabilită, forța se
reduce până la o valoare egală cu 10% din forța atinsă. Apoi se crește din nou
forța până ce se depășește valoarea atinsă inițial.
Pentru determinarea limitei de curgere convențională prescrisă, în
interiorul buclei de histerezis se trasează o dreaptă. Se trasează apoi o dreaptă
paralelă cu aceasta din urmă la o distanță de originea curbei, măsurată pe axa
absciselor, corespunzătoare procentajului neproporțional neprescris. Punctul
unde această dreaptă paralelă intersectează curba forță – extensie corespunde
limitei de curgere convenționale. Aceasta este obținută prin împărțirea forței la
aria secțiunii inițiale a epruvetei, S 0.
Determinarea limitei de extensie
Rt se determină pe diagrama forță – extensie prin trasarea unei drepte
paralele la axa ordonatei și la o distanță de aceasta echivalentă cu extensia totală
procentuală prescrisă. Punctul în care această linie intersectează diagrama
reprezintă forța corespunz ătoare limitei de extensie dorite. Aceasta se obține
prin împărțirea forței la aria inițială a secțiunii epruvetei, S 0.

Determinarea extensiei procentuale pe palierul limitei de curgere
Pentru materialele care prezintă curgere discontinuă, A e, se determin ă pe
diagrama forță – extensie prin scăderea extensiei corespunzătoare R eH din
extensia la începutul durificării uniforme. Extensia la începutul durificării
uniforme este definită prin intersecția între o dreaptă orizontală care trece prin
ultimul punct lo cal minim sau o dreaptă de regresie pe palierul de curgere,
înainte de a se obține durificarea uniformă și o dreaptă corespunzând la cea mai

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 58 înaltă pantă a curbei care apare la începutul durificării uniforme. Aceasta este
exprimată ca procent din lungimea de bază a extensometrului L e.
Determinarea extensiei plast ice procentuale la forță maximă
Această metodă constă în determinarea extensiei la forță maximă pe
diagrama forță – extensie, obținută cu un extensometru și scăderea deformării
elastice.
Extensia plastică procentuală, A g, la forța maximă se calculează cu
ecuația:

în care:
Lm este lungimea de bază a extensometrului
mE este panta părții elastice a diagramei forță – extensie procentuală
Rm este rezistența la tracțiune
∆Lm este extensia la forța maximă.
Determinarea alungirii totale procentuale la forță maximă
Metoda constă în determinarea extensiei la forță maximă pe forță –
extensie, obținută cu ajutorul unui extensometru.
Alungirea totală procentuală sub forță maximă, A gt se calculează din
ecuația:

în care:
Le este lungimea de bază a extensometrului
∆Lm este extensia la forță maximă.

Determinarea extensiei totale procentuale la rupere
Metoda constă în determinarea extensiei la rupere pe diagrama for ță –
extensie, obținută cu ajutorul unui extensometru.
Alungirea totală procentuală la rupere, A t, se calculează din ecuația:

în care:
Le este lungimea de bază a extensometrului
∆Lf este extensia la rupere.

Determinarea alungirii procentuale după rupere
Cele două fragmente ale epruvetei sunt, în acest fel, foarte aproape,
astfel încât axele lor să fie în prelungire.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 59 Pentru a asigura un contact bun al fragmentelor de epruvetă, în timpul
măsurării lungimii ultime între repere, trebui e luate măsuri de prevedere
speciale. Această precizare este importantă, îndeosebi în cazul epruveteleor cu
secțiune redusă sau al celor care prezintă valori mici ale alungirii.

Alungirea procentuală după rupere, A, se calculează din ecuația:

în care:
Le este lungimea de bază a extensometrului
Lu este lungimea finală între repere după rupere.
Alungirea după rupere trebuie determinată cu o exactitate de cel
puțin 0,25mm cu un dispozitiv de măsurare cu o rezoluție suficientă.
Dacă alungirea procentuală minimă specificată este mai mică de 5%, se
recomandă să se ia măsuri speciale pentru determinarea alungirii. Această
măsură nu este valabilă în principiu decât dacă distanța de la secțiunea de rupere
la reperul cel mai apropiat es te mai mare decât L e/3. Totuși, măsurarea este
valabilă indiferent de poziția secțiunii de rupere, dacă alungirea procentuală
după rupere este mai mare sau egală cu valoarea specificată.
Când se măsoară extensia la rupere cu ajutorul unui extensometru,
marcarea lungimilor între repere nu este necesară. Alungirea măsurată este
extensia totală la rupere și pentru obținerea alungirii procentuale după rupere,
este necesară scăderea extensiei elastice. Pentru a se obține valori comparabile
cu metoda manuală, se poate aplica o reglare suplimentară.
Această măsură nu este valabilă în principiu decât dacă ruptura se
situează pe lungimea de bază a extensometrului L e. Totuși, măsurarea rămâne
valabilă fără a se ține seama de poziția rupturii, dacă alungirea procentual ă după
rupere este mai mare sau egală cu valoarea specificată.
Dacă standardul de produs prevede determinarea alungirii procentuale
după rupere pentru o lungime între repere dată, se stabilește să se ia lungimea de
bază a extensometrului egală cu această lungime.

Determinarea coeficientului de gâtuire Z
Dacă este necesar, cele două fragmente ale epruvetei sunt apropiate
astfel încât axele lor să fie una în prelungirea celeilalte.
Coeficientul de gâtuire, Z, se calculează cu relația:

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 60

în care:
S0 este aria secțiunii inițiale a lungimii calibrate
Su este aria minimă a secțiunii transversale după rupere și se măsoară cu
o exactitate de ±2%.

Raportul de încercare.
Raportul de încercare trebuie să conțină următoarele informații:
a) Identificarea epruvetei;
b) Materialul specificat, dacă este cunoscut;
c) Tipul epruvetei;
d) Amplasarea și direcția prelevării epruvetelor;
e) Metoda de verificare a încercării și viteza de încercare, respectiv
intervalele de viteză dacă sunt diferite de metodele și valorile
recomandate;
f) Rezultatele încercării.

3.2 Informații generale privind duritatea materialelor metalice
folosind metoda încercării Vickers conform SR EN ISO 6507 -1.

Încercarea de duritate Vickers specificată în această parte a ISO 6507
este pentru lungimi ale diagonalelor urmei cuprinse între 0,020mm și 1,400mm.
Valoarea forțelor a fost calculată în kilograme forță. Acestea au fost
introduse înainte adoptării Sistemului Internațional de unități SI. S -a decis să se
mențină în această ediție valorile bazate pe vechile unități, urmând ca la
următoarea revizuire să se ia în considerare avantajele introducerii valorilor
rotunjite ale forțelor de încercare și posibilele consecințe asupra scărilor de
durități.
Principiul metodei
Un penetrator de diamant av ând formă de piramidă dreaptă, cu bază
pătrată și cu un unghi specific la vârful dintre două fețe opuse, se aplică pe piesa
de încercat cu o forță F, după care se măsoară lungimile diagonalelor urmei
rămase în piesa de încercat după îdepărtarea penetratoru lui (v. Fig. 3.9).

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 61
Fig. 3.9 Principiul încercării Vickers

Duritatea Vickers este proporțională cu valoarea raportului dintre forța
de încercare și aria urmei rămase, care trebuie să fie o piramidă dreaptă, cu bază
pătrată și care are la vârf același unghi ca al penetratorului.
Simboluri și definiții
Notarea durității Vickers se face folosind simbolul HV precedat de
valoarea durității și urmat de:
a) Un indice care reprezintă forța de încercare
b) Durata de aplicare a forței de încercare, în secunde, dacă di feră de
timpul specificat.
Exemplu: 640HV30 – duritatea Vickers de 640, determinată cu o forță
de încercare de 294,2N, aplicată timp de 10s până la 15s.
Aparatură folosită
a) Aparat de încercare (permite aplicarea unei forțe prestabilite);
b) Penetrator (diamant în formă de piramidă dreaptă, cu bază pătrată);
c) Dispozitiv de măsurare.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 62 Epruvetele
Încercarea trebuie să se efectueze pe o suprafață netedă și plană, lipsită
de oxid și de substanțe străine și în particular lipsită total de lubrifiant, dacă nu
se specificaă altfel în standardele de produse. Finisarea suprafețelor trebuie să
permită determinarea cu acuratețe a lungimii diagonalei urmei.
Pregătirea trebuie efectuată astfel încât orice afectare a suprafeței, de
exemplu, prin încălzire sau ecruisare, s ă fie diminuate.
Datorită adâncimii reduse a urmerlor în cazul microdurității Vickers, este
important să se ia precauții speciale pe parcursul pregătirii suprafeței. Se
recomandă utilizarea polizării/eletrcopolizării în funcție de caracteristicile
materia lului.
Grosimea epruvetei sau a stratului supus încercării trebuie să fie cel puțin
egală cu de 1,5 ori lungimea diagonalei urmei. După încercare nu trebuie să fie
vizibilă nici o deformație pe suprafața opusă a epruvetei (v. Anexa A).

Anexa A . Grosimea minimă a epruvetei în funcție de forța de încercare și de duritate

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 63
Pentru încercările efectuate pe suprafețe curbe, trebuie aplicată corecția
indexată în anexa B (v. Anexa B).

Anexa B. Tabele cu coeficienții de corecție care se utilizează la încercările efectuate pe
suprafețe sferice

Pentru epruvete cu secțiunea transversală mică sau cu forme neregulate
poate fi necesar să se prevadă anumite forme pentru suportul suplimentar.
Mod de lucru
a) Ca regulă generală, încercarea se efectuează la temperatura ambiantă
în limite cuprinse între 10°C și 35°C. Încercărie efectuate în condiții
controlate trebuie să fie efectuate la o temperatură de (23±5)°C.
b) Se utilizează forțele de încercare din tabe lul 3.3.
c) Epruveta trebuie amplasată pe un suport rigid. Suprafața suportului
trebuie să fie curată și lipsită de corpuri străine (oxid, ulei,
impurități). Este important ca epruveta să fie menținută bine strânsă
pe suport astfel încât să nu se deplaseze în timpul încercării.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 64
Tabelul 3.3 Forțe de încercare

d) Se aduce penetratorul în contact cu suprafața de încercat și se aplică
forța perpendicular pe suprafață, fără șoc sau vibrație, până când forța
aplicată atinge valoarea specificată. Durata de la aplicarea inițială a
forței până la atingerea forței de încercare trebuie să fie cuprinsă între
2s și 8s. Pentru încercarea de duritate cu forță redusă și pentru
încercarea de microduritate această durată nu trebuie să depășească
10s. Pentru încercarea de duritate cu forță redusă și pentru încercarea
de microduritate, viteza de aplicare a penetratorului nu trebuie să
depășească 0,2mm/s.
e) Pe durata încercării, aparatura trebuie să fie protejată împotriva
șocurilor sau a vibrațiilor care pot influența rezu ltatele încercărilor.
f) Distanța dintre centrul unei urme până la marginea epruvetei trebuie
să fie cel puțin egală cu de 2,5 ori lungimea medie a diagonalelor
urmei în cazul oțelului, cuprului și aliajelor de cupru și cel puțin egală
cu de 3 ori lungimea me die a diagonalelor urmei, în cazul metalelor
ușoare, plumbului și staniului și a aliajelor acestora.
g) Se măsoară lungimile celor două diagonale. Pentru calculul durității
Vickers trebuie luată în considerare media aritmetică a două citiri.
Pentru suprafețe plane, diferența dintre lungimile a două diagonale
ale urmei nu trebuie să fie mai mare de 5%. Dacă diferența este mai
mare, acest fapt trebuie consemnat în raportul de încercare.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 65
3.3 Determinări experimentale pentru corelarea durității cu
caracteris ticile mecanice

Pentru determinarile experimentale am ales 3 tipuri de materiale metalice
(316L, S355J0, C45E).

316L – oțel aliat utilizat pentru sudare
 Rezistența la tracțiune 548 MPa
 Yield strength 325 MPa
 Elongation 33 %
Compoziție chimică :
 C max 0,03%
 Mn 1-2,5%
 P max 0,03%
 S max 0,03%
 Si max 0,65%
 Cr 18-20%
 Mo 2 -3%
 Cu max 0,75%

S355J0 – oțel carbon nealiat
 Tensile strength 545 MPa
 Yield strength 358 MPa
 Elongation 28%
Compoziție chimică:
 C max 0,22%
 Si max 0,55%
 Mn max 1,6%
 P max 0,035%
 S max 0,035%
 N max 0,012%
 Cu 0,55%

C45E – oțel nealiat de îmbunătățire

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 66  Tensile strength 668 MPa
 Yield strength 340 MPa
 Elongation 19%
Compozitie chimica:
 C 0,42 -0,5%
 Si max 0,4%
 Mn 0,5 -0,8%
 Ni max 0,4%
 P max 0,03
 S max 0,035
 Cr max 0,04
 Mo max 0,1

Corelații teoretice duritate -proprietati mecanice.
Deși testul de duritate al materialelor metalice evaluează doar rezistenț a
la suprafa ță a materialelor împotriva deformă rilor plastice, acesta este frecv ent
utilizat deoarece reprezintă o metodă simplă ș i iefti nă de control nedistructiv,
care de asemenea vizează ș i limita de curgere, rezisten ța la tracțiune, rezistența
la oboseală a materialelor, dar ș i stud iul tensiunilor reziduale, iar î n cazul
materialelor fragile, rezistenț a la rupere.
Pentru a determina relaț ia dintre rezistența la tracț iune ( Rm) si duritate
(H), a fost stabilită următoarea relație, care este ș i cea mai des folosit ă în
practică :
Rm = H · k
Acest coeficient k diferă în funcț ie de materiale, acestea fiind prelevate
folosind metoda Brinell (HB) și anume:
 Pentru oț el – 3,38-3,55
 Pentru alamă – 3,48-3,21
 Pentru fier – 2,86-3,63
În figura 3.1 0 este prezentat progresul rezistenț ei la tractiune ( Rm) în
dependență cu duritatea Brinell (HB) pentru diferte materiale. Î n cazul aliajelor
de aluminiu, în c omparaț ie cu o țelurile, se observă î n general valori mai mici ale
coeficientului k.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 67
Fig. 3.10 Variația rezistenței la tracțiune ( Rm) în funcț ie de duritate ( H)

Utilizarea oțelurilor de mare rezistență a început să crească în toată aria
industrială. Î n industria vehiculelor auto, cererea este mare pentru materialele cu
o rezistenta ridicata la deformarile plastice.
Testarea microduritatii este un mod eficient de a evalua proprietatile
mecanice ale materialelor si este convenabila in special pentru epr uvetele de
mici dimensiuni.
Limita de curgere este punctul la care un material incepe sa se deformeze
plastic si dupa care nu va mai reveni la forma initiala dupa ce forta care se aplica
se indeparteaza. Limita superioara de curgere este punctul maxim la care un
material va rezista la tractiune inainte de a se rupe.
Aceste doua proprietati joaca roluri importante in producerea de
materiale prin diferite procedee mecanice, incluzand recoacerea, forjarea,
roluirea si presarea.
Limita de curgere si rezisten ta mecanica au fost testate folosind un
instrument de mari dimensiuni, care necesita forte enorme pentru a actiona
asupra epruvetelor. Pentru a testa cele doua proprietati este nevoie de timp si de
resurse materiale, acesta fiind un procedeu scump si de du rata, deoarece
epruvetele se pot testa o singura data si este nevoie de mai multe incercari pentru
a obtine rezultate cat mai exacte. Micile defecte existente pe suprafata
epruvetelor sau in acestea pot conduce la variatii considerabile in rezultatele
finale. Alti factori care pot influenta rezultatele finale sunt configuratia si
aliniamentul epruvetelor in momentul incercarilor.

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 68 Obiectul masuratorilor.
Utilajul Nanovea este folosit in indentare pentru a analiza limita de
curgere si rezistenta mecanica de pe epruvete de aliaje metalice, inclusiv otel
inoxidabil si aluminiu.
Principiul metodei.
Nanoindentarea se bazeaza pe standarde si instrumentatie. Aceasta
foloseste o metoda prestabilita, unde un poanson cu o geometrie cunoscuta este
condus intr -o zona s pecifica a materialului ce trebuie testat.

Relația fizică dintre duritate și limita de curgere a materialelor
Corelarea dintre două valori este folositoare, dar relațiile care stau la
baza acestora sunt mult mai valoroase. În continuare voi analiza relaț iile dintre
duritate și limita de curgere a materialelor, analiza ce va urma fiind una
simplificată.
Așa cum a descris Tabor, penetrările efectuate în timpul testelor de
duritate sunt perceptate ca fiind permanente în materialele metalice, lucru ce
determină să prioritizăm analiza proprietăților plastice ale materialelor metalice.
După înlăturarea penetratorului au loc anumite schimbări de formă și
dimensiuni ale materialului, efectul major fiind efectul de curgere plastică a
metalului în jurul penet ratorului, acest lucru indicând faptul că presiunea
aplicată de penetrator este mai de grabă legată de proprietățile plastice decât de
cele elastice. Tabor arată că în acest caz, pentru o varietate de teste de duritate,
aceste măsurători pot fi folosite și pentru analiza limitei de curgere a metalelor,
folosindu -se și de analizele efectuate de Prandtl și Hencky.
În timpul penetrării, se aplică o presiune pe suprafața metalică. Deși
vârful penetratorului nu este paralel cu suprafața epruvetei, starea de ten siune
din timpul penetrării nu este o simplă stare de compresiune. Așadar, presiunile
trebuie analizate după două direcții (perpendicular pe axa penetratorului și în
paralel cu aceasta). Deformarea plastică în timpul penetrării are loc în momentul
în care efectul Huber -Mises este satisfăcut și anume, momentul în care forța de
forfecare atinge o valoare critică:

unde y este limita de curgere.
Forma piramidală a vârfului penetratorului poate fi considerat de forma
unei pene în timpul penetrării. Modelul curgerii plastice din jurul vârfului
penetratorului poate fi determinat cu ajutorul soluției lui Prandtl. Modelul
curgerii este prezentat schematic în figura de mai jos (v. Fig. 3.11) pentru o
penetrare tip Vickers.
Presiunea normală la suprafață poate fi calculată cu următoarele formule:

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 69

(
) (
)
Pentru un penetrator tip Vickers:

unde: 0.927 este raportul dintre suprafața bazei pirami dei în raport cu
suprafața fețelor acesteia.
Combinând cele două ecuații vom obține:
Hv = 0.927P = 0.927 · 2.96 y = 2.74 y
Dacă inversăm această relație:
y = 0.364 H v, y și Hv fiind măsurate în kg/mm2, alternativ,
y = 3.55 H v, acestea fiind măsurate în MPa și kg/mm2.

Corelarea durității cu proprietățile mecanice s -a realizat pentru oțelurile:
AISI 316L (X2CrNiMo17 -12-2) – oțel inoxidabil; C45E – oțel carbon nealiat de
îmbunătățire; S355J0 – oțel carbon nealiat. Curbele caracteristice deter minate la
încercarea la tracțiune sunt prezentate în figura 3 .11 și în tabelul 3.4.

316L (X2CrNiMo17 -12-2)

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 70

C45E – oțel carbon nealiat de îmbunătățire

S355J0 – oțel carbon nealiat
Fig. 3.11 Rezultatele centralizate în urma efectuării încercării la tracțiune pentru cele 3 tipuri
de materiale analizate

Tab. 3.4. Sistematizarea caracteristicilor mecanice pentru oțelurile analizate

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 71 Nr.
crt. Oțel Rm Rp0,2 Af
N/mm2 N/mm2 %
1 316L (X2CrNiMo17 -12-2) 548 235 33
2 C45E – oțel carbon nealiat de îmbunătățire 668 370 19
3 S355J0 – oțel carbon nealiat 545 358 28

Oțelurile analizate au fost supuse încercării de duritate Vickers, cu două
sarcini diferite (1 kgf și 3 kgf), rezultatele centralizate sunt prezentate în tabelele
3.4 și figurile 3.11.

Tab. 3.5 Datele obținute la determinarea durității Vickers pentru oțelul 316L (X2CrNiMo17 –
12-2)
Nr.
crt. Oțel Vickers Grafic HV1 HV3
1
316L (X2CrNiMo17 -12-2)
268 231
HV1
v. fig. 3.12 HV3
v. fig. 3.13 2 255 267
3 240 227
4 246 245
5 261 238

Printscreen cu duritatea HV1

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 72
Printscreen cu duritatea HV3

Fig. 3.12 Valorile de duritate HV1 pentru o țelul 316L (X2CrNiMo17 -12-2)

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 73
Fig. 3.13 Valorile de duritate HV3 pentru o țelul 316L (X2CrNiMo17 -12-2)

Fig. 3.14 Prezentarea comparativă HV1/3 pentru o țelul 316L (X2CrNiMo17 -12-2)

Tab. 3.6 Datele obținute la determinarea durității Vickers pentru C45E (oțel carbon nealiat
de îmbunătățire)

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 74 Nr.
crt. Oțel Vickers Grafic HV1 HV3
1
C45E – oțel carbon nealiat
de îmbunătățire 611 599
HV1
v. fig. 3.15 HV3
v. fig. 3.16 2 630 545
3 649 607
4 630 608
5 617 589

Printscreen cu duritatea HV1

Printscreen cu duritatea HV3

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 75
Fig. 3.15 Valorile de duritate HV1 pentru C45E (oțel carbon nealiat de îmbunătățire)

Fig. 3.16 Valorile de duritate HV3 pentru C45E (oțel carbon nealiat de îmbunătățire)

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 76
Fig. 3.17 Prezentarea comparativă HV1/3 pentru C45E (oțel carbon nealiat de îmbunătățire)

Tab. 3.7 Datele obținute la determinarea durității Vickers pentru S355J0 – oțel carbon nealiat
Nr.
crt. Oțel Vickers Grafic HV1 HV3
1
S355J0 – oțel carbon
nealiat 278 177
HV1
v. fig. 3.18 HV3
v. fig. 3.19 2 294 163
3 291 178
4 291 165
5 296 178

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 77
Printscreen cu duritatea HV1

Printscreen cu duritatea HV3

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 78
Fig. 3.18 Valorile de duritate HV1 pentru S355J0 – oțel carbon nealiat

Fig. 3.19 Valorile de duritate HV1 pentru S355J0 – oțel carbon nealiat

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 79
Fig. 3.20 Valorile de duritate HV1 pentru S355J0 – oțel carbon nealiat

Fig. 3.21 Valorile de duritate HV1 trasate comparativ pentru toate cele 3 oțeluri analizate

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 80
Fig. 3.22 Valorile de duritate HV1 trasate comparativ pentru toate cele 3 oțeluri analizate

Pentru a determina corelarea dintre valorile de duritate și cele două
proprietăți mecanice ale oțelurilor analizate (rezistența la tracțiune Rm și limita
de curgere convențională Rp0,2) se va lua în considerare valorile medii ale
durităților în funcție de forța de apăsare (HV1 și HV3), așa cum se prezintă în
tabelul 3.8.
Tab. 3.8 Valorile caracteristicilor mecanice, în funcție de duritate a medie obținută
Nr.
Crt. Oțel HV1 /
HB Rm Rm Rp0,2 Rp0,2
Diferență Formula
[*1] exp. Formula
[*2] Exp.
1 316L
(X2CrNiMo17 –
12-2) 254,0/
242 822,8 548 901,7 235 274,8 666,7
2 C45E – oțel
carbon nealiat
de
îmbunătățire 624,4/
586 1985,6 668 2216,6 370 1317,6 1846,6
3 S355J0 – oțel
carbon nealiat 290,0/
275 935 545 1029,5 358 390 671,5

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 81 Nr.
Crt. Oțel HV3 Rm Rm Rp0,2 Rp0,2
Diferență Formula
[1] exp. Formula
[2] Exp.
1 316L
(X2CrNiMo17 –
12-2) 241,6/
229 778,6 548 857,68 235 230,6 622,68
2 C45E – oțel
carbon nealiat
de
îmbunătățire 589,6/
554 1883,6 668 2093,8 370 1215,6 1723,8
3 S355J0 – oțel
carbon nealiat 172,2/
172 584,8 545 611,31 358 39,8 253,31
1 Rm= HB · k ;
2 Rp0,2 = 3,55 · H v ;
k ϵ (3,38;3,55) ; Se alege k = 3,40.

Analizând rezultatele obținute în tabelul 3.8, se observă o variație mare
între valorile limită standard ale materialelor metalice și valorile determinate
experimental în cadrul proiectului de diplomă (rezistența la tracțiune Rm și limita
convențională de curgere Rp0,2), fapt ce conduce la corectarea coeficientului k,
prezentat în tabelul 3.9

Tabelul 3.9 Valorile corectate ale coeficientului k
Nr.
Crt. Oțel HV1 /
HB Rm
exp. Rp0,2
Exp. Valoarea
coeficientului
k
1 316L
(X2CrNiMo17 –
12-2) 254,0/
242 548 235 2,26 0,92
2 C45E – oțel
carbon nealiat
de
îmbunătățire 624,4/
586 668 370 1,13 0,63
3 S355J0 – oțel
carbon nealiat 290,0/
275 545 358 1,98 1,23
Media 1,79 0,92

ALDEA George -Sebastian Proiect de diplomă
Capitolul 1 82 Nr.
Crt. Oțel HV3 Rm
exp. Rp0,2
Exp. Valoarea
coeficientului
k
1 316L
(X2CrNiMo17 –
12-2) 241,6/
229 548 235 2,39 0,97
2 C45E – oțel
carbon nealiat
de
îmbunătățire 589,6/
554 668 370 1,20 0,62
3 S355J0 – oțel
carbon nealiat 172,2/
172 545 358 3,16 2,08
Media 2,25 1,22