Eficientizarea Procesului DE Realizare A Termiturilor Destinate Realizarii Imbinarilor Nedestructive
TITLUL TEZEI: EFICIENTIZAREA PROCESULUI DE REALIZARE A TERMITURILOR DESTINATE REALIZARII IMBINARILOR NEDESTRUCTIVE
DOCTORAND – Ing.COMAN Tudor Adrian
CONDUCATOR – Pr. Dr. Ing. Mihai COJOCARU
CAP. 1 – STUDIU DOCUMENTAR PRIVIND TERMITURILE, METALOTERMIA SI APLICATIILE LOR IN DOMENIUL REALIZARII IMBINARILOR NEDEMONTABILE
Termitul este un amestec de pulberi metalice compus din oxizi metalici ( Ex: oxizi de fier, oxizi de cupru, etc), reducatori (Ex. aluminiu, calciu, magneziu, etc ), fondanti, moderatori de reactie, elemente de aliere, de microaliere si modificatori de structura .
Eficientizarea termiturilor inseamna minimizarea pretului lor de cost concomitent cu optimizarea performantelor acestora, raportata la o anumita aplicatie specifica.
Atunci cand termiturile folosesc ca reducatori metale , reactiile care pot fi generate se numesc metalotermice.
Ca urmare a reactiilor metalotermice (termitice) se obtin metale relativ pure, aliaje ale acestora, oxizi ai reducatorului si o importanta cantitate de caldura.
Dupa modul de propagare reactiile metalotermice pot fi de volum, de suprafata, sau de lungime.
In functie de durata lor de desfasurare, reactiile metalotermice pot fi explozive, adica de foarte scurta durata ( sub o secunda) si de ardere, atunci cand dureaza peste o secunda.
Reactiile metalotermice de ardere pot fi secventiale (daca proceseaza cantitati individualizate de termit), sau continui – daca viteza de reactie asigura un echilibru intre cantitatile de termit introduse in reactie (reactanti) si produsele rezultate din reactie. Astfel de reactii pot dura minute, ore, zile….si pot conduce la elaborarea/turnarea continua de metale, aliaje ale acestora, corindon si caldura.
In functie de natura oxizilor metalici procesati exista o metalotermie e fierului , a cuprului, a manganului, etc.
Metalotermia care foloseste ca reducator aluminiu se numeste aluminotermie.
Îmbinările nedemontabile cu termit servesc la sudarea unor profile metalice chiar dacă sunt realizate din materiale cu insolubilitate totală, în stare solidă. Practic, cu termit, se poate îmbina nedemontabil (suda) orice combinație geometrică a unor profile realizate din oțel, din fonta, din cupru, sau chiar din unele materiale heterogene (feroase-neferoase).
Sudurile cu termit sunt folosite mai ales pentru obtinerea de serii mari, sau atunci când trebuiesc atinse anumite particularități tehnologice speciale, cum ar fi: viteza de execuție, independenta fata de surse traditionale de energie, sau chiar obtinerea unor parametri fizico-mecanici speciali.
Realizarea sudurilor cu termit presupune elaborarea metalotermică a metalului termitic și turnarea lui în niste forme specializate, care înglobează capetele profilelor ce trebuiesc sudate. Sudura apare in urma solidificarii aliajului rezultat in formele de sudare
Din aceste cauze realizarea sudurilor aluminotermice trebuie evaluata ca fiind la granita dintre stiinta sudarii si stiinta elaborarii si turnarii metalelor.
Abordarea realizarii sudurilor aluminotermice separat, prin oricare dintre cele doua ramuri stiintifice (adica altfel decat in corelatie), duce la rezultate nereale, la concluzii care conduc catre imposibilitatea realizarii lor. Realitatea demonstreza, ca prin masuri tehnologice adecvate, se obtin suduri sigure in exploatare si cu calitati deosebite.
Cuprul termitic se folosete frecvent pentru realizarea prizelor de pamant, ale instalatiilor de protectie la pamant, sau
Astfel, cu termit cupru se pot executa toate tipurile de imbinari nedemontabile necesare realizarii circuitelor electrice. In Fig. 1, Fig. 2 si Fig. 3 sunt prezentate cateva exemple de tipuri de suduri folosite pentru realizarea circuitelor de protectie la pamant.
Un avantaj semnificativ al realizarii circuitelor electrice folosind suduri cu termit cupru este acela ca in zona sudurii densitatea de curent fiind mai mica decat in restul circuitului, sudura nu poatre fi distrusa de curenti mari de scurtcircuit, aparuti accidental. Fig. 4
Sudurile cu termit cupru se executa frecvent in forme de grafit. Acestea concretizeaza geometria imbinarii. Ex. Fig. 5 – Imbinare sufa – sufa in T, sau in +.
Fig.1
TIPURI DE SUDURI
Fig. 2
INCERCARI ELECTRICE LA CURENTI MARI (30000 A)
Fig. 4
Cu termit ( in cazul nostru termit cupru) se pot face si suduri pe suprafete metalice de cupru, sau otel, utilizand reactii termitice de suprafata.
In figura de mai jos ( Fig. 6 ) se prezinta cateva etape tehnologice semnificative referitoare la rerconditionarea ecliselor masinii de sudat prin presiune si topire intermediara tip. K355, prin utilizarea reactiilor aluminotermice de suprafata ( fara creuzet de reactie)
Fig. 6
a. – Depunere de cupru termitic pe suprafata 1 de otel a eclisei, dupa reactia de suprafata, desfasurata intr-o incinta de protectie.
b.- Preincalzirea suprafetei 2 a eclisei.
c. – Eclisa reconditionata.
Cu oxizii de fier se pot obtine oteluri/fonte termitice.
Oțelurile/fontele termitice se pot produce si la temperaturile lor de fierbere, dar din considerente tehnologice temperatura lor este limitata uzual sub 25000C.
Otelurile/fontele termitice se toarna in forme specifice aplicatiei vizate
Temperatura de turnare a otelurilor/fontelor termitice depinde de aplicatia careia i se adreseaza dar, in general, este sub 20000C.
Temperatura înaltă a fontei/oțelului turnat determină topirea capetelor profilelor metalice, care se gasesc in formele de sudura si care trebuiesc sudate. In forme se realizeaza fuziunea intre materialul de baza si materialul de aport. Apare astfel aliajul de sudura, adica un amestec cu solubilitate limitată, în stare solidă, între componentele metalice implicate. Prin solidificarea aliajului rezultat apare imbinarea nedemontabila urmărită.
In principiu cu fonta/otel termitic se pot executa orice fel de suduri, de imbinare, sau de incarcare ( reconditionare) a pieselor din otel , din fonta, sau combinatii ale acestora.
Se pot executa taieri, chiar si sub apa, ale unor profile din otel, sau fonta.
Ca exemplu de utilizare a otelurilor termitice in activitati de reconditionare prezentam reconditionarea rondoanelor de sustinere a anozilor de electroliza a aluminiului folositi la Slatina- Fig.7
Fig. 7
a. – tetrapod pentru reconditionat; b. butoni pregatiti pentru sudare; c. – forme pentru sudura AT a butonilor; d. dispozitiv de sudura AT a butonilor; e. – turnarea otelului termitic; f.- butoni sudati;
g.- debavurarea butonilor sudati; h. – butoni sudati; i.- tetrapod reconditionat amplasat pe support.
Sudura șinelor de cale ferată, metrou și tramvai este o aplicație intens folosita a îmbinărilor nedemontabile executate metalotermic / aluminotermic, cu termit oțel.Fig. 8, Fig. 9 si Fig. 10
Primele suduri metalotermice,cu termit,la șinele de CF s-au realizat în anul 1911, în Germania. Fig. 11
Fig.11
De-a lungul timpului s-au experimentat mai multe tehnologii de turnare cu turnare directa sau cu turnare indirecta. Fig. 12
Fig.12
In Romania , pana in anul 1989, s-a folosit turnarea directa , intr-o varianta originala, prezentata mai jos. Fig. 13
Fig. 13
Consacrare pe plan mondial au dobandit variante ameliorate ale celor doua tipuri de tehnologii. Fig. 14 si Fig. 15
1.1 – Bazele oxido-reducerii metalotermice
Reactiile chimice care au loc cu modificarea numerelor de oxidare ale unuia sau a mai multor elemente din compunerea reactantilor se numesc reactii de oxido-reducere [15].
NOTA : Numarul de oxidare , sau starea de oxidare reprezinta suma sarcinilor pozitive si negative ale unui atom. Numarul de oxidare indica si numarul de electroni pe care atomul i-a cedat, sau i-a acceptat.
Reactiile de oxido-reducere care se produc dupa aprinderea termitului, in creuzetul de reactie, au loc sub influenta gazelor existente in proximitate. Oxigen, azot, hidrogen, bioxid ce carbon si monooxid de carbon.
Mediul in care se produc reactiile este initial un mediu gazos (atmosferic) pentru ca imediat sa apara si faza lichida (topitura supraincalzita – metal / zgura).
Mediul in care se produc aceste reactii trebuie sa fie un mediu controlat, in sensul ca trebuie sa conduca reactiile intr-o directie programata si cu anumiti parametri necesari tehnologic [5].
Mediile in care au loc reactiile de oxido-reducere sunt medii oxidante, medii reducatoare si medii speciale (cand se foloseste in compozitia termitica praf de grafit, sau/si cand topitura metalica interactionaza cu captuseala creuzetului) si combinatii ale acestora.
Reactiile care se produc in creuzet nu sunt pur secventiale (succesive) si nici pur simultane, ci combinatii ale acestora, cu desfasurare continua.
Reactiile care au loc in creuzet sunt :
– oxidari ;
– reduceri ;
– decarburari ;
– aliere cu : C, H, H , Al, Cu, Ni, Mn, Cr, etc ;
– zgurificarea suprafetei ;
– uzura suprafetei creuzetului datorita interactiunii dintre oxizii metalici si oxizii captuselii refractare ;
1.1.1 Oxidarea [4]
Are loc in atmosfere oxidante, adica in medii care contin gaze oxidante ( ex. oxigenul)
Daca temperatura materialelor metalice este ridicata au loc reactii chimice intre metalele existente , in acele medii si oxigenul atmosferic , sau cel rezultat din alte reactii ( ex. reactii de disociere a oxizilor).
In general metalele reactioneaza usor cu oxigenul, mai ales daca temperatura atmosferei oxidante este ridicata.
Oxidarea metalelor la temperaturi ridicate analizeaza specificitatea reactiilor care se produc la suprafata metalelor aflate in stare solida si/ sau a metalor aflate in aliaje topite.
Studierea oxidarii metalelor incalzite, aflate in stare solida, este importanta pentru cunoasterea mecanismelor care guverneaza aparitia tundarelor sintetice, pe cand studierera oxidarii metalelor aflate in stare topita ofera informatii referitoare la aparitia incluziunilor oxidice in aliajele topite / solidificate si ofera solutii pentru limitarea fenomenului (care poate avea efecte semnificative asupra rezistentei mecanice a sudurii)
1.1.1.1 Oxidarea metalelor aflate in stare solida – consta dintr-un transfer de electroni de la metal catre oxigen si dintr-o migrare a cationilor de metal rezultati, prin stratul de oxizi format, spre anionii de oxigen O-2 , ducand astfel la marirea stratului de oxizi déjà existent.
OBSERVATIE : Difuzia anionilor de O-2 spre metal se face mai greu deoarece acestia au un volum mai mare decat cationii metalici.
Daca volumul molar al oxidului format este mai mare decat volumul atomului de metal, stratul de oxizi format se faramiteaza, sau devine poros si oxidarea matalului evolueaza relativ rapid.
Daca volumul molar al oxidului format este relativ egal cu volumul atomic al metalului respectiv, rezulta un strat de oxizi relativ compact, iar viteza de oxidare a metalului devine mai scazuta.
Reactia tipica de oxidare a unui metal Me, aflat intr-un aliaj in stare solida, cu formarea oxidului corespunzator MeO se face dupa o reactie de forma :
2Me + O2 ↔ 2MeO (1)
Constanta de echilibru a reactiilor de acest fel este de forma :
a2MeO
kp = –––– (2)
p02 a2Me
Unde : – aMeO si aMe reprezinta activitatile chimice ale metalului si respectiv ale oxidului sau.
– p02 este presiunea partiala a oxigenului de desupra sistemului considerat si p02 ≈ 1 / kp, deoarece aMeO ≈ aMe ≈ 1. (3)
OBSERVATIE : Seria activității / reactivitatii chimice a metalelor – seria Beketov Volta – constituie o clasificare a metalelor din punct de vedere electrochimic.
Seria de activitate se poate exprima sub aspect calitativ, când se ordonează metalele după capacitatea de a deplasa ionul unui alt metal din soluție. Ordonarea este:
K Ba Ca Na Mg Al Mn Zn Cr Fe Ni Sn Pb H2 Cu Bi Sb Hg Ag Pt Au
Reactivitatea metalelor crește de la Au la K
Pentru că metalele cedează electroni,se spune ca au caracter reducător.
Cu cât metalul este situat mai spre începutul seriei de activitate, cu atât cedează mai ușor electronii de valență, trecând la ionii corespunzători, adică este mai activ.
Acceptarea electronilor de către ioni, adică refacerea atomilor din ioni, este mai accentuată, cu cât metalul se găsește așezat mai spre sfârșitul seriei.
Metalele așezate înaintea hidrogenului îl pot înlocui din combinații chimice, deoarece atomii lor cedează electronii mai ușor decât atomii de hidrogen.
Cu cât metalul este așezat mai departe de hidrogen, spre dreapta, nu-l înlocuiesc, deoarece atomii lor cedează mai greu electroni decât hidrogenul – metale nobile (Ag, Pt, Au).
În mod asemănător se comportă metalele față de acizi. Metalele situate la începutul seriei, până la hidrogen reacționează cu acizii diluați, punând hidrogenul în libertate, iar metalele de la cupru spre sfârșitul seriei sunt atacate numai de acizii oxidanți (sulfuric și azotic concentrați).
Se retine ca pentru fiecare temperatura exista o presiune partiala de oxigen aflata in echilibru cu metalul si / sau oxidul sau. Aceasta presiune partiala se numeste tensiune de disociere a oxidului metalului respectiv ( pMeO)
Sensul reactiei de oxidare depinde de valoarea presiunii partiale a oxigenului si de valoarea tensiunii de disociere a oxidului metalic aflat la o anumita temperatura.
Astfel daca :
– presiunea partiala a oxigenului ( pO2 ) este mai mare decat tensiunea de disociere a oxidului metalic (pMeO) oxidarea este dpdv termodinamic posibila ( ΔG<0). (4)
– presiunea partiala a oxigenului ( pO2 ) este mai mica decat tensiunea de disociere a oxidului metalic (pMeO)oxidarea este dpdv termodinamic imposibila deoarece oxidul este instabil.
– presiunea partiala a oxigenului ( pO2 ) este egala cu tensiunea de disociere a oxidului metalic (pMeO) – la echilibru ΔG≈0.
Entalpia libera a reactiei la temperatura T este : ΔGr0 = – RT lnkp (5)
Capacitatea de oxidare a unui metal este reflectata de un parametru termodinamic numit potential de oxigen. Acesta depinde de temperatura si de de activitatea termodinamica a oxidului metalului respectiv si are expresia matematica :
a2MeO
o = RTlnPo2,=ΔG0+RTln––– ; (6)
a2Me
in care : Po2 – reprezinta tensiunea de disociere a oxidului metalului respectiv.
ΔG0- reprezinta entalpia libera standard de formare a oxidului raportata la un mol de oxigen.
Daca metalul Me si / sau oxidul MeO sufera vreo transformare de faza, sau daca se dizolva in alte elemente si potentialul de oxigen se va modifica functie de variatia entalpiilor libere corespunzatoare si va apare o suma de entalpii aferente acestor transformari.
Asupra otelurilor aflate in stare solida, incalzite, actiune oxidanta poate avea oxigenul, bioxidul de carbon atmosferic si vaporii de apa. Acesti agenti atmosferici sunt responsabili pentru aparitia oxizilor metalici de sinteza. Wustita, magnetita si hematita.
Reactiile fierului, din aliaje solide, cu oxigenul atmosferic – pot fi de tipul :
2Fe + O2 = 2FeO ;
6Fe + 4O2 = 2Fe3O4 ; (7)
4Fe + 3O2 = 2Fe2O3 ;
4Fe3O4 + O2 = 6Fe2O3 ;
Intensitatea procersului de oxidare depinde de temperatura la care are loc transformarea.
Reactiile fierului, din aliaje solide, cu vaporii de apa – depind de temperatura la care are loc procesul.
a. La temperaturi sub 5700C reactiile pot fi de tipul :
4H2O + 3Fe ↔ Fe3O4 + H2 ; (7)
H2O + 2Fe3O4 ↔ 3Fe2O3 + H2 ;
b. La temperaturi de peste 5700C reactiile pot fi de tipul :
H2O + 2Fe3O4 ↔ 3Fe2O3 + H2 ;
H2O + 3FeO ↔ Fe3O4 + H2; (8)
H2O + Fe ↔ FeO + H2 ;
In figura de mai jos ( Fig. 16 ) se prezinta diagrama de oxidare a catorva metale in prezenta vaporilor de apa
Se observa ca la temperaturi sub 5700C, la contactul dintre vaporii de apa si Fe ( la interfata), apare oxidul fero-feric (Fe3O4 / magnetita) , iar la temperaturi de peste 5700C apare oxidul feros ( FeO / wustita)
Fig. 16
Reactiile fierului, din aliaje solide, cu bioxidul de carbon atmosferic
La temperaturi sub 5700C reactiile de oxidare sunt de tipul :
4CO2 + 2Fe ↔ Fe3O4 + 4CO ;
CO2 + 2Fe3O4↔ 3Fe2O3 + CO ; (9)
La temperaturi de peste 5700C reactiile de oxidare sunt de tipul :
CO2 + 2Fe3O4 ↔ 3Fe2O3 + CO ;
CO2 + 3FeO ↔ Fe3O4 + CO ; (10)
CO2 + Fe ↔ FeO + CO
OBSERVATIE : Dupa cum se vede oxidarea Fe in atmosfera de CO2 este de fapt o oxidare in atmosfera de CO + CO2 .
Dependenta de temperatura la care are loc oxidarea catorva metale ( printre care si Fe) este prezentata in figura de mai jos ( Fig. 17 )
Se observa ca si in acest caz, la temperaturi sub 5700C, apare din nou oxidul fero-feric ( magnetita) si ca la tomperaturi de peste 5700C apare iarasi Wustita.
Fig. 17
Oxidarea incepe ca un process chimic, pentru ca ulterior ( simultan cu cresterea temperaturii ) procesul sa devina termochimic si sa includa difuzia atomilor de oxigen la suprafata metalului.
Cele doua etape ale oxidarii sunt prezentate in figura de mai jos (Fig. 18 ).
Cele doua etape conduc la formarea unei pelicule de oxizi, formate din mai multe straturi.
Fig. 18
– Etapa a – etapa oxidarii chimice
– Etapa b – etapa oxidarii termochimice ( aparitia difuziei la suprafata metalului).
Etapele următoare oxidării chimice sunt procese termochimice complexe, care nu constau numai din combinarea chimică dintre oxigen și metal, ci și din difuzia atomilor de oxigen la suprafața metalului.
În pelicula de oxizi conținutul de oxigen variază brusc la limita de trecere de la
un strat la altul. În interiorul aceluiași strat conținutul variază puțin, fiind aproape de
valoarea calculată corespunzător compoziției stochiometrice. La limita de trecere dintre
straturi există posibilitatea formării unei zone de amestec, sau de soluții solide de oxizi
limitrofi așa cum se prezintă în diagrama de echilibru din Fig. 19
In interiorul unui strat de oxizi continutul de oxigen variaza slab, fiind aproape de valoarea stoichiometrica , dar la limita dintre straturile peliculei de oxizi, continutul de oxigen variaza brusc . In aceasta zona exista posibilitatea aparitiei unei zone de amestec ( solutii solide de oxizi limitrofi) asa cum se vede din figura de mai jos ( Fig. 18 ), in care este prezentata cinetica reactiilor termochimice in functie de timp – poz. a si variatia vitezei de transformare in functie de timp – poz. b.
Fig. 19
In figura de mai jos ( Fig. 20 a)este prezentata diagram de stare a sistemului Fe – O si schema straturilor de oxizi de fier – Fig. 20 b.
Fig.20
Avansarea oxidarii, adica cresterea grosimii strtatului de oxizi , pe suprafata fierului , in contact cu agentii oxidanti este prezentata in figura de mai jos ( Fig.21 )
Fig. 21
1.1.1.2 Oxidarea metalelor aflate in stare topita
1.1.2 Reducerea[2] – Pentru prezenta teza, interes stiintifico-tehnico-economic real prezinta reducerea oxizilor metalici sintetici, adica a acelor oxizi care rezulta natural ca deseuri in diverse procese de incalzire a metalelor (laminari, forjari, suduri, etc).
Cazul studiat este cel al oxizilor metalici MO care sunt compusi chimici, ce vor fi supusi reducerii.
Reducatorul R pentru a fi activ, intr-o astfel de reactie, trebuie sa aiba o afinitate mai mare fata de oxigen decat metalul M. Reactiile de reducere sunt de tipul : MO + R = RO + M ; (11)
Afinitatea fata de oxigen este evaluata prin variatia entalpiei libere standard de reactie ΔG0.
ΔG0 = -RTlnkp ; (12)
in care : R – constanta gazelor = 8,3142×103 [J / Kmolx0K] ;
T = temperatura absoluta [0K] ;
kp = o constanta de echilibru a reactiei.
NOTA : Entalpia este o mărime de stare care caracterizează, ca și energia internă, nivelul energetic al unui sistem termodinamic.
Se notează cu H și se definește prin relația:
H=U+p×V [J], adică reprezintă suma dintre energia internă U și lucrul mecanic de deplasare pV.
Entalpia exprima un potential termodinamic
Variatia entalpiei libere standard reprezinta energia transferata catre sistem sub forma de caldura.
OBSERVATIE. Reducerea se poate adresa si oxalatilor (anioni ai acidului oxalic, saruri si esteri. Ex.H2C2O4), formiatilor( compusi ai acidului formic – HCOOH. Ex. C2H2O2), sau halogenurilor de tip halit, sau florurilor.
Sensul reactiei de reducere este determinat de variatia entalpiei libere standard ΔG0 atat pentru MO cat si pentru RO.
Astfel : ΔG10 = -4,576log(p02)MO ;
ΔG20 = -4,576log(p02)RO ;
in care : (p02)MO si (p02)RO reprezinta tensiunile de disociere ale oxizilor MO si respectiv a oxizilor RO.
NOTA :Tensiunea de disociere ale oxizilor reprezinta una dintre valorile care cuantifica oxidarea materialelor metalice, in procesele tehnologice care presupun incalzirea lor.
Reactia chimica de oxidare a unui metal existent intr-un aliaj, este de forma :
2Me + O2 ↔ 2MeO (13)
Constanta de echilibru a reactiilor de acest fel este de forma :
a2MeO
kp = –––– (14)
p02 a2Me
Unde : – aMeO si aMe reprezinta activitatile chimice ale metalului si respectiv ale oxidului sau.
– p02 este presiunea partiala a oxigenului de desupra sistemului considerat si p02 = 1 / k
Pentru ca reactia de reducere sa duca la reducerea metalului trebuie ca entalpia libera standard a RO sa fie mai mica decat entalpia libera standard a MO. Adica trebuie ca energia calorica potentiala transferata catre sistemul termodinamic RO sa fie mai mica decat energia calorica potentiala transferata catre sistemul termodinamic MO (ΔG20 < ΔG10).
Variatia afinitatii metalelor fata de oxigen depinde de temperatura. Variatia este prezentata in graficul de mai jos (Fig. 22 )
Fig.22
Din diagrama de mai sus se vede ca oxizii de cupru, nichel, molibden, fier, sunt mai usor reductibili decat cei de crom, mangan, vanadiu, aluminiu, litiu, magneziu, calciu.
Reducerea oxizilor se poate face si cu un metal ai carui oxizi sunt mai greu reductibili decat ai metalului care trebuie redus. Exemplul clasic este aluminiu, care are o importanta tehnologica speciala.
Cel mai ieftin agent reducator este carbonul ( utilizat sub forma de cocs, sau carbune de lemn), dar exista si gaze reducatoare care contin monoxid de carbon, hidrogen, carbune, sau metale.
Trebuie insa tinut cont ca, utilizarea carbonului si a monoxidului de carbon, ca reducatori, poate genera carburarea produselor finite. Din aceasta cauza existenta (cantitatea) acestor elemente in unele procese tehnologice ( exemplu – aluminotermie) trebuie dozata cu grija.
Din diagrama de mai sus se vede ca entalpia libera standard de formare a monoxidului de carbon scade la cresterea temperaturii, adica monoxidul de carbon este cu atat mai activ cu cat temeratura sa este mai mare.
Deoarece prin reactia dintre un oxid (in cazul nostru metalic) si carbon se formeaza intotdeauna si monoxid de carbon rezulta ca studierea efectelor celor doua elemente existente in procesele tehnologice trebuie facuta impreuna. Astfel, in cazul arderii carbonului ( aflat in stare solida)reactiile sunt de forma :
C + O2 ↔ CO2 (15)
CO2 + C ↔2CO (reactia Boudouard)
Aceste reactii duc la formarea unei atmosfere reducatoare in care proportia oxizilor carbonului depinde atat de reactiile dintre oxizii metalici si monoxidul de carbon, cat si de reactia dintre dintre bioxidul de carbon si carbon . Reactiile sunt de forma :
MeO + CO ↔ Me + CO2
CO2 + C ↔ 2CO (16)
Deasemeni, proportia oxizilor carbonului, din atmosfera reducatoare creeata, mai depinde si de temperatura reactiilor in desfasurare, deoarece la cresterea temperaturii proportia CO2 din amestecul CO2 + CO scade. Astfel, daca la 5000C, ponderea de CO2 este 90%, la 7000C este de circa 30% si la 9000C devine neglijabila. Proportional ponderea de CO creste.
In figura de mai jos ( Fig. 23) este prezentata variatia cu temperatura a echilibrului reactiilor de reducere:
Curba a pentru reactia : MeO + CO ↔ Me + CO2 ;
Curba b pentru reactia : CO2 + C ↔ 2CO.
Fig. 23
Din figura se vede ca, deoarece doar pentru temperaturi T˃Tα avem
pco(CO2 + C↔2CO) ˃ pco( MeO + CO ↔ Me + CO2), reactia de reducere este posibila si ca domeniu de temperaturi in care reducerea poate avea loc este cel corespunzator valorilor de peste 7000C.
OBSERVATIE : Celelalte gaze reducatoare ( hidrogen, metan, gaz de apa, etc) pot apare in reactiile aluminotermice doar accidental deoarece, la declansarea unei astfel de reactii, se iau toate masurile pentru ca acestea sa nu apara.
1.1.3 Metalotermie / aluminotermie secvențială
Metalotermia reprezintă o tehnologie de obținere a unor metale și aliaje ale acestora prin reducerea sarurilor sau a oxizilor specifici conținuti. Ea implică metale reducătoare și metale obținute prin reducere.
Metalotermia se bazează pe afinitatea mai mare a metalelor reducătoare față de clor, de fluor sau de oxigen în comparație cu metalul ce rezultă prin reducere. Metalele care se pot utiliza ca reducători trebuie să poată forma combinații chimice care implică o scadere semnificativă a entalpiei libere. Reducătorul trebuie să nu poată forma, cu metalul redus, aliaje sau solutii solide. Produsele secundare de reacție trebuie să poată fi usor separate de metalul redus.
Termodinamic, metalotermia civila utilizează ca reducători, mai ales aluminiu, calciu, magneziu și sodiu. Reacțiile metalotermice se desfășoara în mai multe etape, tendinta lor fiind formarea de compusi chimici cât mai stabili. Reactiile tipice metalotermice sunt reactii de oxidoreducere dintre oxizii metalic
Reactiile metalotermice sunt de reactii de oxido-reducere si sunt tipice, functie de oxizii procesati. Astfel pentru:
– oxizii de cupru avem :
3 CuO + 2Al ↔ Al2O3 + 3Cu + 1215,7 Kcal / Kg termit ;
3 Cu2O + 2Al ↔ Al2O3 + 6Cu + 561,669 Kcal / Kg termit. (17)
– pentru oxizii de fier avem:
3FeO + 2Al ↔ Al2O3 + 3 Fe + 741,4 Kcal / Kg termit ;
Fe2O3 + 2Al ↔ Al2O3 + 2Fe + 944,4 Kcal / Kg termit ; (18)
3Fe3O4 + 8Al ↔ 4Al2O3 + 9Fe + 879, 7 Kcal / Kg termit.
Avem de-a face deci cu reactii de reducere care su succed, sau se suprapun, celor de oxidare.
Desfășurarea corectă a reacțiilor metalotermice impune ca în faza de proiectare a acestora să se evalueze diferența potențială dintre căldurile de formare ale combinațiilor chimice ale metalului redus și ale reducătorului, adică efectul termic al reacției. Efectul termic al reacției este cuantificat de termicitatea procesului, adică de cantitatea de caldură care revine unității de masă din încărcătura metalotermică. Termicitatea este maximă dacă reacțiile de oxidoreducere specifice proceselor metalotermice se desfășoară stoichiometric. Orice abatare de la raportul stoichiometric conduce la scăderea termicității, datorită consumului de caldură necesar pentru topirea componentei în exces.
Q
Termicitatea are expresia q = ––––––– , (19)
MmMe +AmRe
unde : Q-este efectul termic al reacției ( cantitatea de caldură) ;
MmMe – masa moleculară a combinației chimice supusă reducerii ;
AmRe – este masa atomică a metalului reducător.
Reacțiile metalotermice pot fi secvențiale, atunci când în reacție intră cantități bine determinate de amestecuri termitice, sau continui atunci când în reacție intră continuu cantități de amestecuri termitice care sunt egale cu cantitățile de produse termitice, care ies din reacție.
Folosirea unor amestecuri termitice cu proprietăți dirijate, poate eficientiza soluția necesară atingerii unui anumit obiectiv. Controlarea proporției oxizilor, împreună cu alegerea adecvată a parametrilor definitorii ai pulberilor termitice poate optimiza tehnico-economic soluția preconizată.
Aluminotermia îmbinărilor nedemontabile utilizează oxizii metalici cu compoziția chimică și în proporțiile rezultate direct în procesele tehnologice specifice prelucrării fierulu, a cuprului, etc. De exemplu pentru aluminotermia fierului se utilizeaza circa 64% FeO și 36% (Fe2O3 + Fe3O4)
În aceste condiții parametrii controlați, în prezent, sunt grupați în patru categorii:[2]
– Pentru particule :mărimea și forma particulei, porozitatea , densitatea și compoziția ei chimică.
– Pentru pulberi termitice:distribuția granulometrică, factorul de formă, suprafața specifică, densitatea aparentă.
– Pentru termit :suprafața specifică, densitatea aparentă, volumul total al porilor, volumul porilor dintre particule, numărul porilor dintre particule, mărimea medie a porilor, forma porilor, distribuția mărimii porilor, viteza de reacție, temperatura de reacție, limita de explozie, cantitatea de caldură, cantitatea de metal, cantitatea de corindon,
– Pentru metalul termitic :temperatura de elaborare / turnare, compoziția chimică, retasuri și porozități, incluziuni nemetalice, structuri metalografice, mărimi de grăunți, oxigen și hidrogen rezidual, proprietăți fizico –mecanice (elasticitate, alungire, rezilientă, duritate, rezistență admisibilă la rupere, timpul de decantare, etc).
Proiectarea și conducerea reacțiilor aluminotermice trebuie sa se faca în concordanță cu ținta tehnică aleasă, la prețul minim posibil. Obiectivul poate fi atins dacă, în afara parametrilor prezentați mai sus luăm în considerare și controlarea proporției granulometrice pe compoziții chimice ale oxizilor si ale pulberilor de aluminiu procesate.
1.2 Studiu termodinamic privind efectele termice ale reactiilor de oxido-reducere dintre oxizii fierului si aluminiu pulverulent [13]
Realizarea imbinărilor nedemontabile a componentelor căii de rulare, cu termit oțel, presupune elaborarea metalotermică a oțelului și turnarea acestuia in forme care inglobează capetele șinelor care trebuiesc sudate. Oțelul termitic este elaborat frecvent la temperaturi de circa 2500oC și turnat la circa 2200oC, dar temperaturile la care se desfasoara cele doua procese ar trebui sa fie alese numai in concordanta cu tinta aleasa si cu randamentele partiale ale etapelor implicate. Anterior turnării oțelului termitic, cupoanele de sina care trebuiesc sudate-capetele căii de rulare-se preâncălzesc, astfel incât in cordonul de sudură, la sfârșitul turnării,temperatura să fie de aproximativ 1700-1800oC. Cantitatea de căldură eliberată de materialul de aport-oțelul termitic-trebuie să fie suficientă pentru a produce topirea rapidă a materialului de bază, in zona contactului cu acesta, solidificarea ulterioară materializând imbinarea nedemontabilă. Pentru realizarea compozițiilor termitice destinate realizării imbinărilor nedemontabile ale căilor de rulare se folosesc amestecuri de oxizi naturali, sau de sinteză ai fierului, pulbere de aluminiu in calitate de reducător,o sursă de carbon și un fondant. Dozare riguroasă a proporțiilor oxizilor fierului,naturali sau de sinteză, și a proporției reducătorului,reprezintă condiția “sine qua non”pentru asigurarea unei comportări corespunzătoare a compoziției termitice in timpul evoluției acesteia de la starea de agregare solidă ,la cea lichidă ,in timpul deplasării sale in forma de turnare,până-n momentul finalizării imbinării nedemontabile a celor doua cupoane de sina ale căii de rulare.
Cei trei oxizi ai fierului,oxidul feros,oxidul fero-feric, sau oxidul feric, ultimii doi intâlniți și-n stare nativă ,sub formă de minerale cu denumirea de magnetită și respectiv hematită, sunt utilizați in diferite proporții,de cele mai multe ori alese empiric,in compozițiile termitice,pentru realizarea imbinărilor nedemontabile. Spre deosebire de magnetită și hematită, ,wüstita-oxidul feros reprezintă prin definiție un oxid de sinteză al fierului[6;7],cu o compoziție variabilă, apropiată de FeO(23,10% masă-Fe0,85O÷25, 10%masă-Fe0,95O[11]) și este stabilă in exces de oxigen.Se formează in cursul răcirii, printr-o reacție peritectică (L+Fe3O4 →wüstită) și se descompune printr-o reacție eutectoidă, la 560oC, in fier-α și Fe3O4;oxidul feros poate fi creat și prin descompunerea termică a oxalatului feros, in absența aerului[7;11]. Magnetita( soluție solidă care are la bază un compus chimic de tipul Fe3O4,cu o concentrație a oxigenului de 27,6%masă) reprezintă oxidul mixt FeO.Fe2O3,care se topește congruent la 1597oC [7] și este stabil in tot domeniul de temperaturi; sinteza oxidului fero-feric poate fi realizată prin arderea fierului metalic, sau prin calcinarea puternică a celorlalți oxizi[11]. Hematita (soluție solidă care are la bază un compus chimic de tipul Fe2O3, cu o concentrație masică a oxigenului de 30,6%[11])prezintă trei stări alotropice,α,γ și δ,ultima nefiind prezentă in minereurile supuse procesărilor de reducere directă. Minereul hematită reprezintă modificația α, stabilă. Sinteza oxidului feric poate fi asigurată prin calcinarea oxidului hidratat , sau prin arderea piritei(FeS2).
Metodologia de lucru abordată in cercetare
Cuantificarea efectelor variației proporției oxizilor fierului in compozițiile termitice, asupra nivelului entalpiei reacțiilor (efectului termic al reacțiilor de reducere aluminotermică a oxizilor fierului) [13], a fost realizată cu ajutorul unui software specializat [9;12]. Au fost analizate efectele termice ale reacțiilor de reducere aluminotermică a oxizilor fierului, pornind de la premisa că in amestecul pulverulent reacția de reducere are loc intre un oxid, sau combinații ale oxizilor fierului, in diferite proporții și reducătorul metalic aluminiu.
Rezultatele cercetărilor și interpretarea acestora
Analiza a fost efectuată pornind de la simplu la complex,luând in discuție inițial reacțiile de reducere metalotermică ale oxizilor singulari și ulterior combinații ale acestora.Astfel, analiza efectelor termice ale reacțiilor de reducere a oxizilor singulari ai fierului cu aluminiu (reacțiile 20-22, fig.24) ,a scos in evidență faptul că reacția de reducere a magnetitei generează cea mai mare cantitate de căldură.
Efectele termice ale reacțiilor de reducere metalotermică a FeO, indiferent de temperatura la care are loc procesul, sunt mai reduse comparativ cu cele generate de reducerea aluminotermică a magnetitei(Fe3O4),respectiv hematitei(Fe2O3).In domeniul temperaturilor ridicate, T>1457oC,temperatură la care hematita se descompune conform reacției Fe2O3Fe3O4+O2 ) , magnetita devine oxidul fierului care asigură prin reducerea aluminotermică efectul termic cel mai puternic. Utilizarea in vederea metalotermiei fierului a amestecurilor binare de oxizi magnetită-wüstită(fig.25-reacțiile 23-25),magnetită-hematită(fig.26-reacțiile26-31),sau wüstită-hematită (fig.27-reacțiile 32-35),in diferite proporții ale componentelor, a scos in evidență prin analiză termodinamică următoarele aspecte:
-in compozițiile termitice binare,care conțin magnetită și wüstită(oxid fero-feric impreună cu oxid feros) in proporții diferite(fig.26),creșterea ponderii magnetitei asigură o majorare a efectului termic al reacției metalotermice (aluminotermice);
-in compozițiile termitice binare,care conțin magnetită și hematită( oxid fero-feric și oxid feric)-fig.26,efectul termic maxim al reacției metalotermice este asigurat pentru proporții egale ale celor două tipuri de oxid; o majorare a proporție oricărui component al amestecului de oxizi , in detrimentul celuilalt oxid, conduce la o diminuare a efectului termic al reacției,cu atât mai puternic cu cât proporția de hematită este mai mare;
-in compozițiile termitice binare,care conțin hematită și wüstită( oxid feric și oxid feros)-fig.27, efectul termic este al reacției metalotermice este cu atât mai puternic cu cât proporția hematitei in amestec este mai ridicată.
In toate sistemele binare analizate, se constată efectul benefic al prezenței oxidului fero-feric,oxid mixt FeO.Fe2O3 , asupra nivelului efectului termic al reacțiilor de reducere aluminotermică.Controlul efectului prezenței acestui oxid in amestecul termitic ,poate fi realizată prin adăugarea controlată de oxid feros sau feric.
Analiza termodinamică a efectului termic al reacțiilor de reducere aluminotermică a amestecurilor complexe de oxizi ai fierului-feros,fero-feric și respectiv feric (fig.28,reacțiile 36-40),a evidențiat o dată in plus rolul prezenței oxidului fero-feric in acestea și faptul că efectul termic al acestor reacții este maxim in momentul in care sunt indeplinite simultan condițiile %Fe3O4>%FeO;%Fe2O3>%FeO;%Fe3O4~%Fe2O3
Din punct de vedere termodinamic, toate reacțiile de reducere metalotermică ( aluminotermică) a oxizilor fierului sunt posibile (ΔG<<0)-fig.29, in tot domeniul temperaturilor de interes .
CONCLUZII
Analiza termodinamică a efectului termic al reacțiilor oxizilor fierului cu aluminiul( metalotermia fierului), a scos in evidență următoarele aspecte de interes teoretic și practic deosebit ,pentru realizarea compozițiilor termitice destinate realizării imbinărilor nedemontabile ale elementelor căilor de rulare:
-din punct de vedere termodinamic, toate reacțiile de reducere metalotermică (aluminotermică) a oxizilor fierului sunt posibile, entalpiile libere de reacție ale acestora fiind negative pe tot domeniul temperaturilor de interes;
-in domeniul temperaturilor de interes pentru practica realizării imbinărilor nedemontabile prin sudare(T>1457oC,temperatură la care oxidul feric-hematita se descompune conform reacției Fe2O3Fe3O4+O2 ) , oxidul fero-feric este oxidul fierului care asigură prin reducerea aluminotermică efectul termic cel mai puternic;
-in compoziții termitice binare, care conțin oxid fero-feric și oxid feros(magnetită și wüstită) in proporții diferite,creșterea ponderii magnetitei asigură o majorare a efectului termic al reacției metalotermice(aluminotermice);
-in compozițiile termitice binare,care conțin oxid fero-feric și oxid feric(magnetită și hematită),efectul termic maxim al reacției metalotermice este asigurat pentru proporții egale ale celor două tipuri de oxid; o majorare a proporției oricărui component al amestecului de oxizi, in detrimentul celuilalt oxid, conduce la o diminuare a efectului termic al reacției, cu atât mai puternic cu cât proporția oxidului feric este mai mare;
-in compozițiile termitice binare, care conțin oxid feric și oxid feros(hematită și wüstită), efectul termic al reacției metalotermice este cu atât mai puternic cu cât proporția oxidului feric in amestec este mai ridicată;
-compozițiile termitice complexe,care conțin toate cele trei tipuri de oxizi ai fierului, prezintă valori ridicate ale efectelor termice ale reacțiilor metalotermice in cazul in care indeplinesc simultan următoarele condiții: %Fe3O4>%FeO;%Fe2O3>%FeO;%Fe3O4~%Fe2O3
1.3 Generalitati privind realizarea imbinarilor nedemontabile necesare obtinerii caii fara joante.
In lume, initial calea fara joante s-a realizat prin utilizarea sudurilor cu termit ( aluminotermice)
În România primele suduri cu termit s-au realizat, în deceniul al 2-lea al secolului trecut.
Până în anul 1989, sudurile cu termit s-au folosit mai ales pentru realizarea căii fără joante la CFR și tramvai. Termitul era importat din RDG (termit AMOTERM), iar formele și în general tehnologia de sudură au fost realizate de ICPTT / INCERTRANS.
Între anii 2001 – 2003 prin cercetări finanțate cu ajutorul programelor RELANSIN și respectiv AMTRANS, autorul, în calitate de director de proiect, s-a ocupat de elaborarea unor termituri românesti utilizate la executarea de îmbinări nedemontabile (suduri) la șinele de tramvai, metrou și cale ferată, sau pentru realizarea de prize de pamant de protectie
Folosind termitul si tehnologia de sudura eleborata s-au realizat peste 6000 de suduri la sinele de tramvai. Acestea sunt si in prezent urmarite in exploatare. Ex. Fig. 30 si 31.
Rezultatele obtinute sunt satisfacatoare. Rata defectarilor accidentale este de circa 0,5%.
Experienta acumulată în cei peste 20 de ani de practică în domeniul îmbinărilor nedemontabile a șinelor de tramvai permite, în prezent, reagrementarea AFER a acestor suduri și extinderea utilizarii lor și la șinele CFR. Cu aceasta ocazie se urmareste includerea în noua tehnologie, în curs de elaborare, a unor rezultate de ultima ora, cum ar fi: introducerea modificatorilor de structură, a elementelor de microaliere, reproiectarea geometriei formelor de sudură, utilizarea materialelor exoterme ca materiale de formare, utilizarea termiturilor cu proprietăți dirijate, minimizarea costurilor, etc.
Scoaterea pe piata a produselor vizate nu se poate face decat in conditii de eficienta maxima. Produsele trebuie sa aiba preturi minime si calitati tehnice strict adecvate scopului propus si din aceasta cauza optimul tehnico-economic trebuie identificat.
Eficientizarea imbinarilor nedemontabile studiate nu se poate atinge decat prin urmarirea stricta a acestui deziderat, inca din faza de proiectare a unei anumite aplicatii.
Pretul de productie este dat de costul materiilor prime si al operatiilor tehnologice utilizate
Tehnologia promovata se va adresa acelor materii prime care au preturi minime, adica preponderent deseurilor, procesate printr-un minim de operatii tehnologice organizate gravitational.
Retetele termitice utilizate se vor adresa tintit unei anumite aplicatii si vor folosi intercorelarea tuturor proprietatilor fizico – chimice si metalurgice ale materiilor prime si ale materialelor folosite – deseuri tehnologice.
Teza prezintă o modalitate de optimizare a metodelor de comanda și control a reacțiilor aluminotermice, folosite la realizarea caii fara joante, prin utilizarea termiturilor cu proprietăți dirijate.
In cadrul acestei teze sunt analizate implicatiile utilizarii tunderelor sintetice (in proportii generate direct tehnologic) asupra parametrilor definitorii ai reactiilor aluminotermice, cu identificarea solutiilor care conduc la costuri de productie minime.
1.3.1 – Imbinari nedemontabile (suduri) folosite pentru realizarea caii fara joante
In prezent se utilizeaza doua clase generale de tehnologii :
1. Tehnologii aluminotermice ;
2. Tehnologii electrice .
In cadrul fiecarei clase generale s-au dezvoltat mai multe subclase care ofera solutii specifice pentru rerzolvarea cerintelor tehnologice care stau in fata obtinerii de suduri performante.
Obtinerea de suduri performante tehnico-economic se poate atinge doar daca procesul tehnologic este privit ca un tot unitar, adica daca materialele folosite si tehnologia de lucru sunt corelate strict cu tinta aleasa
1.3.1.1 – Tehnologii aluminotermice
Sudarea aluminotermică (SAT) a șinelor de tramvai conduce la realizarea căii fără joante pe anumite sectoare de cale.
Calea fără joante asigură un zgomot minim de rulare și protejează atât materialul rulant cât și infrastructura de transport.
SAT urmăreste elaborarea și turnarea, cu costuri minime, între capetele cupoanelor de șine de tramvai, a unor oțeluri speciale care, dupa solidificare, asigură obținerea căii fără joante cu caracteristici impuse prin reglementări naționale și internaționale. Aceste suduri sunt nemijlocit legate de menținerea și îmbunătățirea siguranței circulației în transportul urban de călători.
SAT pentru șinele de tramvai presupune intercorelarea optimizată a patru componente principale:
– Termit oțel
– Materialele auxiliare
– Operații tehnologice specifice
– Scule și dispozitive specdifice
1.3.1.1.1 Termitul otel- este un amestec pulverulent compus din oxizii sintetici ai fierului, dozati pe clase granulometrice si compuzitii chimice, la care se adauga aluminiu atomizat, fondanti, elemente de aliere, modoficatori de structura, elemente de microaliere si inhibitori de reactie
1.3.1.1.2 Materiale auxiliare – sunt produse/dispozitive care împreună cu termitul/ oțelul termitic contribuie la realizarea unei suduri de calitate.
Setul de materiale auxiliare este compus din: forme de sudură, creuzet, pastă de etansare, dop cu autodeclanșare, dop sparge jet, pulbere de etansare și dispozitiv de amorsare reacție aluminotermică .
Setul de materiale auxiliare este prezentat în Fig. 34 – poz: a, b, c, d, e
a b c d e
Fig. 34
1.3.1.1.3. TEHNOLOGIA DE SUDURA
Cuprinde operatiile tehnologice obisnuite, necesare realizarii unei suduri de calitate si aspecte tehnologice speciale care concura la obtinerea parametrilor de performanta urmariti.
1.3.1.1.3.1 Operatiile tehnologice – specifice realizarii imbinarilor nedemontabile a sinelor cu termit-otel sunt prezentate succint/ schematic in figurile de mai jos ( Fig. 35 … 52).
1.3.1.1.3.2 Aspecte tehnologice speciale
Pentru obtinerea de imbinari metalotermice nedemontabile sigure trebuiesc luate masuri tehnologice integratoare cu celelalte aspecte ale tehnologiei de sudura, in integralitatea ei. Este vorba despe corelarea parmetrilor care caracterizeaza :
1 – elaborarea si turnarea otelului termitic,
2 – formele si celelalte materiale auxiliare folosite ;
3 – operatiile tehnologice prin care cele de mai sus sunt puse in valoare.
Aspectele avute in vedere se refera la :
a. Modificarile structurale care apar in zona influentata termic a sudurii ;
b. Dirijarea modificarilor structurale care apa in zona influentata termic
1.3.1.1.3.2.1 MODOFICARI STRUCTURALE IN ZONA INFLUENTATA TERMIC [ ]
Prin turnarea materialului de aport ( otel termitic topit) in formele de sudura , care au fost anterior preincalzite, apar inevitabil cicluri termice specifice, care afecteaza zonele invecinate cordonului de sudura.
Ciclurile termice modifica structura metalului de baza si determina astfel aparitia unei zone influentate termic ( ZIT), responsabila de producerea majoritatii “ruperilor accidentale” din exploatare, ale imbinarilor metalotermice.
Tehnologia de sudura utilizata este cea care determina parametrii definitorii ai ciclurilor termice aplicate MB si implicit ZIT
Se urmareste ca in ZIT, prin tehnologia de sudura folosita (in integralitatea ei), sa nu fie favorizata aparitia de structuri fragile, care pot compromite calitatea imbinarii realizate.
Studierea ZIT trebuie facuta prin raportare permanenta si la zonele adiacente ( MB si MA), asa cum se vede si din figurile de mai jos. Fig. 53 si Fig.54 corespunzatoare unui otel termitic real.
Intre ZIT si zonele adiacente apar gradienti ai tuturor caracteristicilor care definesc imbinarea ( Ex: a compozitiei chimice, a structurilor metalografice zonale, a proprietatilor mecanice, etc) [ ]
Fig.53 Sectiune sudura aluminotermica-examinare macroscopica
Fig. 54 Evaluare microscopica a ZIT
Caracterizarea depdv teoretic si experimental a ZIT se face pe trei directii principale de cercetare:
a. Caracterizarea campului termic care apare in materialul de baza ( MB), functie de geometria specifica a formelor de sudura si a pieselor care trebuiesc imbinate;
b. Caracterizarea structurilor aparute in materialul de baza, ZIT, si in materialul de aport ( MA) solidificat si racit ;
c. Caracterizarea dpdv mecanic (duritate, rezistenta la rupere, alungire, sageata, rezilienta, etc) a imbinarii obtinute intre MB – ZIT – MA.
Campul termic aparut in piesele care contribuie la realizarea imbinarii, ca urmare a turnarii MA, este local de tip treapta la incalzire, urmata de o racire care dureaza semnificativ mai mult si care constituie perioada de racire a ansamblului. Vitezele de racire, care insotesc procesul, sunt insa mult mai mari decat vitezele care ar putea conduce catre aparitia de structuri de echilibru.
Prezenta in MB si in MA a carbonului, in procente de peste 0,3% si a elementelor de aliere, impun o urmarire atenta a proceselor care se desfasoara in MB-ZIT–MA, intre momentul turnarii si finalizarea racirii.
Vom urmari modificarile structurale care apar in ZIT, atat la otelurile cu transformari structurale in faza solida, cat si la otelurile care nu prezinta acest tip de modificari .
1. Cazul otelurilor nealiate, cu carbon sub 0.25%
Estimarea teoretica a proceselor care se desfasoara in ZIT se va face prin raportare la doua “diagrame de principiu”. Diagrama specifica de echilibru, alaturi de diagrama de variatie a temperaturii.
Se disting cateva portiuni caracteristice ca in figura de mai jos. Fig.55
Se vede ca ZIT se extinde pe o zona cuprinsa intre zona de trecere si izoterma corespunzatoare inceputului recristalizarii.
In aceasta zona distingem cinci portiuni separate prin structuri metalografce diferite.
– Portiunea 1 – Este adiacenta MA topit. Este portiunea care reprezinta trecerea de la MA topit la MB partial topit. Este o portiune care are o compozitie chimica si o structura cristalina neuniforma.
Formatiunile intalnite aici sunt caracteristice topirilor incomplete. Ele au o extindere relativ redusa ( corespunzatoare lungimii de sina care patrunde in cavitatea de turnare a formei. Deci <5 mm).
NOTA: Portiunile urmatoare se gasesc in peretii laterali ai formei, sau inafara lor.
– Portiunea 2 – Este portiunea supraincalzita datorita temperaturii mari de turnare ( circa 18000C). Temperatura mare de la turnare apare local, relativ brusc (pe ansamblu t < 10s), dureaza relativ putin (t<5s) si este urmata de o scadere continua, pana la temperatura mediului ambiant ( circa 3 ore).
Fig. 55 Modificari structural in ZIT, functie de pozitia aliajului pe diagrama de
echilibru si de valorile campului termic
1- portiunea de trecere; 2- portiunea de supraincalzire; 3 – portiunea de normalizare
4 – portiunea transformarilor incomplete; 5 – portiunea recristalizarii
Cristalele de austenita care corespund acestei portiuni provin din ferita si perlita incalzite la temperatura de turnare. Ele se unesc si formeaza cristale mari de austenita supraincalzita, conform Fig. 56 poz. b
Fig.56 Transformari structurale in ZIT derulate in timpul unui ciclu termic de turnare- -solidificare
Deoarece cristalele de austenita provin din cristale de ferita, sau de perlita, continutul lor de carbon este diferit. Aceasta face posibil ca, datorita incalzirii rapide si a mentinerii la temperatura maxima un timp relativ scazut, carbonul sa nu aiba timp suficient pentru a difuza si a se omogeniza in masa cristalelor austenitice.
Daca totusi timpul de mentinere a temperaturii inalte este suficient , poate avea loc omogenizarea favorabila a carbonului in austenita, dar apare pericolul cresterii exagerate a dimensiunii cristalelor rezultate. Din aceasta cauza, in practica, nu se insista pe reducerea accentuata a vitezei de racire.
Se cauta un optim, deoarece austenita neomogena, la racirea continua, se poate transforma intr-o structura neomogena ferito-perlitica, numita structura Widmanstatten, conform poz. d din figura de mai sus. Fig.56
Structura Widmanstatten este o structura fragila care trebuie evitata. Tehnologic, aceasta se face prin debavurarea mecanica a sudurii la circa 4,5 minute de la finalizarea turnarii si racirea ulterioara in aer.
NOTA: Procesul de racire este influentat de conditiile meteo locale, si din aceasta cauza se impune ca temperatura mediului ambiant sa fie ˃ 50C, lipsa ploaie , burnita, sau ninsoare si viteza maxima a vantului – moderata.
Portiunea a II-a, de supraincalzire, contine pe langa cristale de dimensiuni mari si cristale cu dimensiuni cu atat mai mici cu cat sunt mai departate de baia metalica formata prin turnare.
Astfel, dimensiunea generala a cristalelor scade gradual, pana la inceputul portiunii 3.
Portiunea a III-a – a normalizarii. In aceasta portiune, ca urmarea a incalzirii cristalelor de ferita si perlita din MB, apar graunti mai fini, in intervalul de temperatura Ac3 si Ac3 + 500C, prezentati in poz. a din Fig.56
Procesul se numeste de austenitizare si duce la fragmentarea cristalelor existente, rezultand o solutie solida ɣ, prezentata in poz. a din Fig.56
Deoarece in portiunea a III-a temperatura maxima nu depaseste valoarea Ac3 + 500C, cristalele de austenita nu vor avea tendinta de crestere, iar la racirea ulterioara va apare o noua fragmentare in perlita si ferita, ceea ce va duce la aparitia celei mai fine granulatii din ZIT.
Granulatia aparuta face din portiunea a III-a (normalizata), portiunea cu proprietatile mecanice cele mai avantajoase (rezistenta la rupere, plasticitate, alungire, rezilienta, etc). Structura normalizata este deci cea mai avantajoasa si extinderea ei, in detrimentul structurii supraincalzite (portiunea a II-a) trerbuie urmarita constant, prin extinderea portiunii normalizate, spre zona de trecere, pana la izoterme superioare, cat mai departate de izoterma Ac3.
Una dintre directiile de urmat este utilizarea unui MB cu o granulatie cat mai fina, la care tendinta de crestere a grauntilor este mai mica.
O alta directie este diminuarea temperaturii de turnare pana la un minim capabil, totusi, sa realizeze fuziunea intre MB si MA.
Portiunea a IV-a – a transformarilor incomplete. Ea corespunde transformarilor incomplete care rezulta atunci cand incalzirile ating temperaturi cuprinse intre Ac1 si Ac3, urmate de o racire in aer.
Din diagrama Fe-C se cunoaste ca la incalziri cuprinse intre Ac1 si Ac3 granulatia cristalelor de ferita nu se modifica, iar cristalele de perlita se fragmenteaza si se transforma ( prin difuzia limitata a carbonului la suprafata de separatie dintre grauntii de ferita si cei de perlita) in austenita fina, conform poz. b din fig. de mai jos. Fig.57
Fig. 57 Transformarea incompleta din ZIT
Atunci cand intervine racirea, grauntii de austenita, proveniti din perlita se sparg si se transforma tot in perlita , dar cu o granulatie mai fina decat cea initiala. Acesti graunti fini de perlita prezinta si o usoara tendinta de globulizare , ceea ce subliniaza tendinta de a imbunatati proprietatile mecanice ale otelului.
Grauntii de ferita , care nu au fost inclusi in transformarea austenitica, raman cu granulatia initiala ( adica relativ mare). In unele conditii acesti graunti pot deveni fragili prin precipitarea dispersa a compusilor elementelor dizolvate ( nitruri, carburi, cementita tertiara, etc).
NOTA: Din aceasta cauza trebuie urmarit ca otelul din MB sa contina ferita intr-o cantitate limitata , iar incluziunile nemetalice sa fie cat mai putine.
Care sunt conditiilre in care grauntii feritici pot deveni fragili prin precipitarea dispersa a compusilor dizolvati?
– Portiunea a V-a. – a recristalizarii. Este specifica incalzirii in intervalul de temperatura cuprins intre 0,4Tt si Ac1. Unde Tt reprezinta temperatura de topire a otelului.
Modificarile structurale din aceasta zona sunt vizibile, la un microscop obisnuit, numai daca sudura otelurilor deformate plastic nu a fost supusa tratamentelor termice dupa deformare
( cazul sinelor curbate mecanic, la rece si apoi sudate aluminotermic).
In cazul unor deformatii plastice, la rece, cu un grad de deformare relativ redus (1,5 – 10%) se observa o crestere accentuata a marimii granulatiei cristaline, pe portiuneaa V-a (a recristalizarii).
Cresterea granulatiei poate fi evaluata cantitativ cu ajutorul diagramelor de recristalizare. -care sunt acestea?
Concluzii: 1. Reducerea marimii (lungimii) ZIT in integralitatea ei este importanta, dar reducerea lungimii portiunii a II-a si a III-a ( de supraincalzire si de normalizare) este critica. Reducerea lungimii acestor portiuni se poate obtine tehnologic, daca marim panta ciclului termic pe portiunile de interes, adica daca marim viteza de racire a portiuni II si III. Aceasta marire a vitezei se poate obtine prin debavurarea mecanica a cordonului de sudura imediat dupa solidificarea lui ( circa 4,5 minute).
2. Micsorarea vitezei de racire a sudurii, prin orice mijloace ( Ex: prin amplasarea in jurul sudurii de cutii izolate termic, sau racirea sudurii in forme) este contraindicata
3. Daca MB contine gaze, la incalzire pot difuza in ZIT si de aici in cordonul de sudura lichid, unde pot produce pori. Pentru a evita acest fenomen se recomanda preincalzirea capetelor MB aflate in cavitatea formelor de sudura.
Zona influentata termic in cazul otelurilor cu C˃0,25% si a otelurilor aliate
In cazul otelurilor aliate sau cu continut mediu, sau ridicat de C, viteza de racire are o influenta majora asupra structurilor rezultate dupa austenitizare, pentru fiecare portiune a ZIT
Transformarile structural produse la racire sunt influentate de: viteza si temperatura de incalzire, omogenitatea austenitei rezultate, si in general de toti parametrii pe care ii parcurge ciclu termic a fiecarei portiuni din ZIT.
Modificarile structurale din ZIT sunt mai mai clar evidentiate daca in locul diagramelor de echilibru se folsesc diagramele de descompunere continua a austenitei ( DDCA), deoarece acestea sunt mai aproape de realitate pentru ca sunt ridicate in conditiile in care austenita sufera o racire continua.
Diagramele DDCA depind atat de tipul otelului din MB cat si de parametrii ciclului termic pentru care au fost ridicate diagramele ( viteza de incalzire – Wi, temperatura de austenitizare -Ta, timpul de mentinere in domeniu austenitic – ta ).
Datorita geometriei variabile a pieselor, care trebuiesc sudate si datorita distantei variabile a fiecarui punct al ZIT fata de sursa de caldura , ar trebui ca fiecarui punct de interes sa-i asociem o DDCA, ceea ce este imposibil si din aceasta cauza s-au folosit metode statistice prin care
s-au determinat valori medii asociate fiecarui parametru care defineste ciclul termic utilizat.
Statistic au putut fi deci ridicate DDCA medii, pentru portiunile / punctele critice ale ZIT. Astfel, de exemplu, pentru un otel aliat, s-au determinat urmatoarele valori medii: Wi =1050C/s ;ta=50 s;
Ta = 10500C, si apoi s-a ridicat DDCA, cu care au putut fi estimate, orientativ, transformarile din ZIT, in cazul racirii continui a austenitei.
A fost studiata mai ales portiunea a II-a a ZIT ( de supraincalzire) si s-a constatat ca viteza mare de incalzire, care apare acolo, ridica punctele critice Ac1 si Ac3 si limiteaza cresterea cristalelor de austenita.
NOTA: Punctele critice din sistemul Fe – Fe3C reprezinta temperaturi la care in structura aliajelor fier-carbon au loc transformari alotropice
În diagrama Fe-Fe3C, exista sase puncte critice care sunt prezentate in figura 58
Fig. 58
Liniile de delimitare a domeniilor monofazice din diagrama reprezinta fie variatia cu temperatura a solubilitatii carbonului in fier (curbe solvus, liniile ES = variatia solubilitatii carbonului in austenita si PQ = variatia solubilitatii carbonului in ferita) fie efectul variatiei procentului de carbon asupra temperaturii de recristalizare fazica a solventului. Astfel, linia HN reprezinta linia de inceput de recristalizare fazica δ – γ, iar linia JN reprezinta linia de sfarsit de transformare fazica δ – γ. Similar linia GS reprezinta linia de inceput de recristalizare fazica γ – α, iar linia GP reprezinta sfarsitul recristalizarii fazice γ – α. Linia solidus este delimitata de punctele AHJECF. Transformarile in stare solida care se produc in aliaje au fost marcate ca ”puncte critice ale otelurilor” avand urmatoarea semnificatie :
1 – temperatura A0 are valoarea fixa de 2100C si reprezinta punctul Curie al cementitei.
2 – temperaturile A1 = 7270C (linia PSK) reprezinta punctele critice de disparitie a austenitei la racire (Ar1), respectiv temperatura de inceput de formare a austenitei la incalzire (Ac1).
3 – temperatura A2 (orizontala MO ) reprezinta punctul Curie al feritei. Este o temperatura fixa =7700C.
4 – temperaturile A3 (linia GS ) reprezinta punctele critice superioare de transformare a austenitei in ferita la racire (Ar3) si respectiv temperatura de sfarsit de dizolvare a feritei in austenita la incalzire (Ac3).
5 – temperaturile Acem (linia ES) reprezinta punctele critice superioare de inceput de separare a cementitei din austenita la racire (Arcem) si respectiv temperaturile de sfarsit de dizolvare a cementitei in austenita la incalzire (Accem).
6 – temperaturile A4 =13940C( La incalzire -linia NJ = inceputul transformarii ɣ – б si linia NH= sfarsitul transformarii ɣ – б )
Pentru aliajele tehnice transformarile de faza bazate pe transformarea alotropica Feγ – Feδ nu se produce decat la solidificare. Tehnologic, in cursul procesarii, temperaturile utilizate sunt mai mici.
Aceasta limitare se datoreaza inertiei procesului de formare a austenitei si implicit a cresterii grauntilor austenitici. Inertia apare cu atat mai evident, cu cat viteza de incalzire este mai mare, conform figurii de mai jos. Fig. 59
Fig. 59 Influenta vitezei de incalzire asupra cineticii cresterii grauntilor de austenita pentru un otel cu : 0,42-0,5 %C; 0,5 – 0,8% Mn; 0,17 – 0,37%Si.
Timpul de mentinere a temperaturii in domeniu austenitic influenteaza si el crestere grauntilor austenitici, fapt evidentiat in figura de mai jos ( Fig. 60 ), pentru mai multe oteluri studiate.
Din figura se observa ca prin mentinerea temperaturii in domeniu austenitic, timp de 10 -20 s, unele oteluri (ex. 1 si 2- conform Tabelului 1 ) prezinta cresteri ale grauntilor, iar altele ( ex.otelurile 3 si 4- conform aceluiasi tabel) nu.
Tabelul 1
Fig. 60 Modificarea dimensiunilor grauntilor austenitici pe perioada unui ciclu termic.
Tabelul 1
Elementele de aliere, existente in compozitia chimica a otelurilor, induc repozitionari semnificative ale curbelor de transformare din DDCA (diagramele de descompunere continua a austenitei) .
Astfel, in cazul otelurilor care nu au in compozitie elemente care formeaza carburi se inregistreaza o tendinta vizibila de crestere a grauntilor austenitici, care au si o omogenitate semnificativa.
In acest caz liniile de transformare din DDCA sunt deplasate spre dreapta si in jos.
In cazul otelurilor care contin, in compozitie, elemente capabile sa formeaze carburi, tendinta de crestere a grauntilor austenitici este franata , rezultand o structura austenitica neomogena.
In acest caz liniile de transformare din DDCA sunt deplasate spre stanga si in sus.
Deoarece rezultatela obtinute prin utilizarea DDCA sunt doar orientative, pentru studierea modificarilor structurale care apar in ZIT, intr-un ciclu termic, sau elaborate metode de cercetare care urmaresc mai direct influenta ciclurilor termice asupra proprietatilor mecanice ale otelurilor din ZIT.
S-au luat in considerare viteza de racire Wr si timpul t8/5, care pot caracteriza mai bine procesele legate de transformarile la racirea ale austenitei din ZIT.
Cercetarile s-au facut pe epruvete, confectionate din oteluri de interes care, datorita sistemului de montare, se pot rupe pe durata unor cicluri termice experimentale.
Daca parametrii definitori ai ciclurilor termice experimentale sunt variati larg, concomitent cu inregistrarea variatiilor de microstructura, se poate obtine o imagine mai fidela a comportarii otelului in cauza, la sudare. Astfel, pentru cazul otelului 23 G, din tabelul de mai sus, daca epruveta este incalzita in domeniu austenitic (9500- 13500C), a rezultat ca la viteze de racire cuprinse intre 2 – 400C/s, apare brusc o scadere a alungirii si gatuitura de rupere,
Examinarea microscopica a aratat ca la cresterea vitezei de racire a austenitei, pana in intervalul 20 – 400C/s, se observa in microstructura otelului o cantitate tot mai mare de martensita , care justifica diminuarea rapida a plasticitatii materialului. De aici se trage concluzia ca pentru otelul 23 G, la scaderea vitezei de racire sub pragul de 20C/s dispare fragilizarea din ZIT.
Daca otelul vizat cu C=0,40%, are si elemente de aliere viteza lui critica de racire se modifica conform celor vizibile pe diagram de mai jos. Fig.
Fig. Variatia vitezei critice de racire Wcr functie de ponderea elementelor de aliere dintr-un otel cu 0,4% C.
Din figura se vede ca manganul si cromul existent in otel, determina scaderea semnificativa a vitezei critice de racire (spre deosebire de Ni, care are o influenta mai redusa) si in consecinta favorizeaza aparitia martensitei si/sau a trostitei in ZIT, ceea ce-i reduce considerabil plasticitatea.
Din figura de mai jos( Fig. ) se observa evolutia structurilor din ZIT, functie de variatia vitezelor critice de raciure.
In figura sunt definite vitezele critice inferioare Wcrinf si superioare Wcrsup de racire ale otelului considerat.
Se vede ca sub Wcrinf apar structuri cu plasticitate superioara ( sorbita si ferita-perlita)
Fig. Structurile din ZIT , functie de evolutia vitezei de racire, pentru un otel cu 0,4%C
Zona influentata termic la otelurile aliate fara transformari de faza, in domeniul temperaturilor de sudare
Otelurile aliate care nu sufera transformari structurale de faza . au o structura cristalina care la incalzire manifesta o tendinta ireversibila de crestere si o tendinta de a precipita compusii chimici ( carburi ) , si/sau a compusilor intermetalici – faza signa.
NOTA: Faza sigma: – Faza formata intre un metal de tranzitie, din grupele V sau VI si un alt metal de tranzitie din grupele VII sau VIII. Fazele sigma se formeaza prin legaturi interatomice. Au domenii de concentratii largi (CrFe, VCo, CrCo, WFe). Sunt structuri nefavorabile care trebuiesc evitate. Pentru aceasta ciclu termic trerbuie scurtat, adica incalzirea si racirea otelui trebuie sa fie cat mai rapide.
Pentru sudarea acestor oteluri trebuie evitata cresterea accentuata a cristalelor, mai ales prin diminuarea portiunii a II-a din ZIT- de supraincalzire. Daca se constata ca totusi cristalele au crescut exagerat, solutia aplicabila este deformarea la rece a otelului si recristalizarea lui la temperaturi si durate alese din diagrama de recristalizare.
La incalzirea otelurilor aliate cu crom ( care are o mare afinitate pentru carbon), la limita cristalelor pot apare carburi de crom, care duc la fragilizarea otelului datorita precipitarii intergranulare a carburilor.
Fragilizarea este insotita si de cresterea tendintei de coroziune intercristalina.
Cele doua fenomene pot fi combatute prin reducerea continutului de carbon a otelului si prin marirea vitrezei de racire a ZIT a sudurii, in interbalul de temperaturi cuprinse intre 800 – 5000C
CONCLUZIi:
1 – Ciclurile termice si implicit structurile din ZIT, sunt influentate semnificativ de tehnologia de sudura folsita.
2 – Tehnologia de sudura folosita trebuie sa fie concordanta cu parametrii de elaborare si turnare ai MA.
3 – Se poate spune ca aparitia in ZIT a structurilor de calire duce la aparitia fisurilor.
Din aceasta cauza s-a definit viteza critica de racire “Wcr”, ca fiind viteza de racire care corespunde momentului in care transformarea austenitica duce la aparitia martensitei in ZIT.
4 – In practica se definesc doua viteze critice de racire. Prima este viteza critica superioara “Wcrsup”, sub care in structura apare martensita si trostita si viteza critica inferioara “Wcrinf” , sub care in structura apar structuri cu plasticitate corespunzatoare ( ferito-perlita si sorbita).
Marternsita si trostita sunt structuri cu plasticitate necorespunzatoare, pe cand sorbita este structura cu plasticitatea cea mai mare.
5 – Cea mai rapida metoda de identificare a stucturilor din ZIT este masurarea duritatilor pe portiunile de interes.
Duritati mai mari de 350HV, indica faptul ca structura este fragila deoarece contine martensita si /sau trostita.
6 – IIS recomanda ca, infrormativ, Wcrinf sa fie corespunzatoare unor structuri cu duritati ≤ 350 HV.
7 – Deoarece nu totdeauna valorile corecte ale duritatilor masurate in cordonul de sudura si in ZIT sunt determinante privind pericolul aparitiei de fisuri, se impune ca metoda , prezentata mai sus ( pct.6), sa fie utilizata doar orientativ.
1.3.1.1.4 Sculele si dispozitivele specifice utilizate pentru realizarea sudurilor aluminotermice sunt prezentate mai jos. Fig. 53
Fig.53- Scule si dispozitive
Avantaje / Dezavantaje
Procedeul aluminotermic de sudare a sinelor de cale ferata, metrou si tramvai este un procedeu de sudura relativ sigur, care se aplica cu bune rezultate de peste 100 de ani.
Procentul defectelor accidentale aparute in urma aplicarii lui este in general sub 1%.
Principalul avantaj al procedeului aluminotermnic este dat de posibilitatea aplicarii lui in locuri izolate , fara acces la surse traditionale de energie.
Principalele dezavantaje ale aplicarii tehnologiei aluminotermice pentru sudura de sine constau in :
– imposibilitatea detensionarii cordonului de sudura
– dependenta calitativa a sudurii de conditiile de mediu,( umezeala, temperatura, vant)
– dependenta calitativa a sudurii de factorul uman.
– imposibilitatea aplicarii lui in curbe stranse si in locuri inguste.
2.1 – Parametri de interes.
Parametri avuti in vedere sunt cei care definesc, pe etape tehnologice, procesele care conduc catre obtinerea imbinarilor nedemontabile realizate cu termit otel. Studierea lor permite identificarea conditiilor necesare pentru maximizarea performantelor tehnice si minimizarea costurilor.
Tinta studiilor noastre este obtinerea eficienta a imbinarilor nedemontabile ale sinelor de cale ferata, metrou si tramvai, cu perfornante la nivelul prevederilor SR EN 14730 / 2007.
Vom identifica cuantificabil componentele de baza ale termitului, ale formelor de sudura, ale tehnologiei de turnare si caracteristicile dorite ale otelului din cordonul de sudura.
Parametri care caracterizeaza aceste componente se constituie in instrumente de comanda si control a proceselor care contribuie la obtinerea de imbinari nedemontabile eficiente tehnico-economic.
Tinta este prezentarea grafica a situatiei cunostintelor existente in domeniu si identificarea obiectivelor de cercetare ramase, pentru controlarea deplina a intregului.
Parametrii urmariti au fost organizati pe zece nivele ierarhice interdependente, incepand cu cei care definesc componentele discrete ale sistemului.
NIVELUL 0
0.0 – ELEMENTE DE MATEMATICI APLICATE
0.01 – Derivate
0.02 – Integrale
0.03 – Functii
0.04 – Grafice
0.05 – Ecuatii diferentiale
0.06– Siruri
0.07 – Serii
0.08 – Calcul matricial
0.09 – Statistica
0.010 – Regresii
0.1 – MATERIALE IN NATURA
0.1.1 – Starea solida
– Materiale in natura;
– Sistem material;
– Faza
– Sisteme
0.1.1.1 – Structura solidelor
0.1.1.1.1 – Principiile organizarii atomice
0.1.1.1.2 – Tabelul periodic al elementelor. Legea lui Mendeleev.
0.1.1.1.3 – Legaturi chimice
0.1.1.1.3.1 – Legaturi ionice
0.1.1.1.3.2 – Legaturi metalice
0.1.1.1.3.3 – Legaturi cristaline
0.1.1.2 – Structura cristalina
0.1.1.2.1.- METALELE
0.1.1.2.1.1 – Cristale ionice
0.1.1.2.1.2 – Cristale atomice
0.1.1.2.1.3 – Cristale metalice
0.1.1.2.1.3.1 – Retele cristaline ale metalelor
0.1.1.2.1.3.2 – Compactitatea retelelor cristaline
0.1.1.2.1.3.3 – Alotropia metalelor
0.1.1.2.1.3.4 – Plane cristalografice. Indicii Miller
0.1.1.2.1.3.4.1 – Clasificarea defectelor reticulare
0.1.1.2.1.3.1.1 – Structura agregatului policristalin
0.1.1.3 – Solidificarea topiturilor metalice
0.1.1.3.1 – Structura topiturilor metalice
0.1.1.3.2 – Termodinamica solidificarii topiturilor metalice
0.1.1.3.3 – Mecanismul solidificarii
0.1.1.3.3.1 – Germinarea omogena
0.1.1.3.3.2 – Germinarea neomogena
0.1.1.3.3.2.1 – Cresterea germenilor cristalini
0.1.1.3.3.2.2 – Dimensiunile grauntilor cristalini
0.1.1.3.3.2.2.1 – Deformarea plastica a materialelor metalice
0.1.1.3.3.2.2.1.1. – Deformarea plastica a monocristalelor
0.1.1.3.3.2.2.1.2 – Deformarea plastica a agregatelor policristaline
0.1.1.3.3.2.2.1.2.1- Marimea grauntilor obtinuti prin deformre plastica la rece si recristalizare
0.1.1.3.3.2.2.1.2.2 – Forma grauntilor cristalini rezultati în urma procesului de solidificare
0.1.1.3.3.2.2.1.2.3 – Influenta deformarii plastice la rece asupra proprietatilor metalelor
0.1.1.3.3.2.2.1.2.4 – Deformarea plastica la cald
0.1.1.4 – Seria activitatii chimice a metalelor
0.1.1.4.1 – Combinatiile chimice ale metalelor
0.1.1.4.1.1 – Separarea metalelor din combinatiile lor chimice
0.1.1.4.1.1.1 – Reducerea oxizilor
0.1.1.4.1.1.1.1 – Carbonul ca reducator
0.1.1.4.1.1.1.2 – Reducatori metalici
0.1.1.4.1.2 – Prelucrari ale combinatiior chimice ale metalelor
0.1.1.4.1.2.1 – Disocierea termica a combinatiilor chimice ale metalelor
0.1.1.4.1.2.1.1 – Disocierea termica a oxizilor
0.1.1.5- Structura amorfa
0.1.2 – Starea lichida
0.1.2.1 – Vascozitatea lichidelor
0.1.2.1.1 – Tensiuni superficiale
0.1.2.1.1.1 – Fenomene superficiale la interfata solid / lichid
0.1.2.1.1.1.1 – Unghiul de contact
0.1.2.1.2 – Curgerea fluidelor vascoase
0.1.2.2 – Topituri metalice
0.1.2.2.1 – Structura mezomorfa
0.1.2.2.1.1 – Caracteristicile fizico-chimice ale topitirilor
0.1.3 – Starea gazoasa
0.1.3.1 – Transformari de stare
0.1.3.1.1 – Gaze perfecte
0.1.3.1.1.1 – Transformarea izotermă, (Legea Boyle Mariotte) 0.1.3.1.1.2 – Transformarea izobară, (Legea Gay-Lussac
0.1.3.1.1. 3 – Transformarea izocoră sau (Legea lui Charles), 0.1.3.1.1. 4 – Transformarea adiabatică,
0.1.3.1.1. 5 – Transformarea generala ( legea Clapeyron- Mendeleev).
0.1.3.1.1.6 – Transformarea politropică,
0.1.3.1.1.7 -Transformarea izoentalpică,
0.1.3.1.1.8 -Transformarea izoentropică,
0.1.3.1.1.9 – Legea lui Avogadro
0.1.3.1.2 – Gaze reale
0.1.3.1.2.1- Ecuatiile caracteristice ale gazelor reale
0.1.3.1.3 – Vapori
0.1.3.1.3.1 – Procesele termodinamice ale vaporilor
0.1.3.1.3.1.1- Transformarea izobarica
0.1.3.1.3.1.2 – Transformarea izotermica
0.1.3.1.3.1.3 – Transformarea izotermica
0.1.3.1.3.1.4 – Transformarea izocorica
0.1.3.1.3.1.5 – Strangularea sau laminarea vaporilor
0.2 – ELEMENTE DE TERMODINAMICA
0.2.1 – Generalitati;
0.2.2 – Postulatele termodinamicii;
0.2.2.1 – Postulatul 1;
0.2.2.2 – Postulatul 2;
0.2.3 – Principiile termodinamicii
0.2.3.1 – Principiul zero al termodinamicii
0.2.3.1.1 – Energia interna;
0.2.3.2 – Principiul intai al termodinamicii;
0.2.3.2.1 – Sisteme ergodice
0.2.3.2.1.1 – Energia internă U [J]
0.2.3.2.2 – Lucru mecanic;
0.2.3.2.2.1 – Lucru mecanic exterior;
0.2.3.2.2.2 – Lucru mecanic de deplasare
0.2.3.2.2.3 – Lucru mecanic tehnic
0.2.3.2.3. – Coeficienti termodinamici;
0.2.3.2.4 – Aplicatii ale principiului intai al termodinamicii;
0.2.3.2.4.1- Caldura;
0. 2.3.2.4.1.1- Capacitatea calorica
0.2.3.2.4.2. – Entalpia;
0.2.3.2.4.3. – Calduri molare;
0.2.3.2.4.3.1 – Caldura molara la volum constant;
0.2.3.2.4.3.2. – Caldura molara la presiune constanta
0.2.3.3 – Principiul al doilea al termodinamicii
0.2.3.3.1 – Temperatura absoluta
0.2.3.3.2 – Entropia absoluta
0.2.3.3.3 – Entropia in procesele ireversibile
0.2.3.3.4 – Relatia fundamentale a termodinamicii
0.2.3.4 – Principiul al treilea al termodinamicii. Teorema NERNST
0.2.3.4.1 – Entropia
0.2.3.4.1.1 – Entropia termodinamica
0.2.3.4.1.2 – Proprietatile entropiei
0.2.3.4.1.3 – Calculul variatiilor de entropie
0.2.3.4.1.4 – Diagrame T- s
0.2.3.4.2 – Consecinte ale principiului al III – lea al termodinamicii
0.2.3.4.2.1 – Consecinta 1
0.2.3.4.2.2 – Consecinta 2
0.2.4 – TERMODINAMICA PROCESELOR METALURGICE
0.2.5 – TERMOCHIMIA PROCESELOR METALURGICE;
0.3 – ELEMENTE DE TERMOTEHNICA – Dupa: “Teremotehnica” de Marcel Rosca si Alin Casian Blaga- Editura Universitatii. Oradea / 2008
0.3.1. Arderea combustibililor solizi
0.3.1.1 – Definirea si clasificarea combustibililor
0.3.1.2 – Calculul arderii combustibililor
0.3.1.2.1 – Calculul arderii combustibililor solizi
0.3.1.2.2 – Calculul arderii combustibililor lichizi
0.3.1.2.3 – Calculul arderii combustibililor gazosi
0.3.1.3 – Controlul arderii
0.3.1.4 – Temperatura de ardere
0.3.2 – Transmiterea caldurii
0.3.2.1 – Generalitati
0.3.2.2 – Conductia termica
0.3.2.2.1 – Legea conductiei termice
0.3.2.2.2 – Ecuatiile diferentiale ale conductiei termice
0.3.2.2.3 – Conductia unidimensionala in rergim stationar prin pereti plan paralelicu extindere infinta si fara sursa interne de caldura
0.3.2.2.4 – Conductia unidimensionala in rergim stationar prin pereti cilindrici cu extindere infinta si fara sursa interne de caldura
0.3.2.2.5 – Trecerea caldurii prin pereti cilindrici
0.3.2.3 – Convectia termica
0.3.2.4 – Radiatia termica
Nivel 1. Particulele oxidice si reducatoare ( tundere si aluminiu atomizat).
Particulele oxidice sunt obtinute din straturile de otel oxidat existent pe semifabricatele metalurgice prelucrate termic. Laminare, forjare , extrudare , etc.
Acestea se desprind sub forma de coji relativ subtiri. Cojile se macina, se curate prin ardere de resturi de ulei si apa, se separa magnetic si apoi pe clase granulometrice. Rezulta pulberi relativ prismatice, la care pe o anumite clasa granulometrica, difera statistic lungimea L . Latimea l si grosimea h sunt date ( tot statistic) de marimea ochiului sitei “O”, prin care au trecut.
Daca notam cu O marimea ochiului sitei si cu L lungimea statistica a particulelor prismatice, atuci suprafata totala S a particulelor prismatice va fi S = 2O(L+2O).
Particulele reducatoare provin din pulberi de aluminiu atomizat: Pa 150, Pa 200 si Pa 500.
Parametrii urmariti sunt:
Diametru Feret ( F = lungimea maxima a particulei);
Forma particulei- dimensiuni statistice de gabarit;
Starea suprafetei particulelor;
Porozitatea / densitatea;
Structura;
Strat de gaz adsorbit.
Nivel 2. Pulberile constituente: FeO; Fe2O3; Fe3O4 si Al atomizat.
Parametri urmariti sunt:
2.1 Clase granulometrice
2.1.1 – Distributia granulometrica;(Nivel 1)
2.1.1 – Suprafata specifica; ;(Nivel 1)
2.1.2 – Densitatea aparenta; ;(Nivel 1)
2.1.3 – Dimensiuni statistice de gabarit;(Nivel 1)
2.1.4 – Compozitia chimica pe clase granulometrice;(Nivel 1)
2.1.6 – Procentul de SiO2 rezidual.
Nivel 3. Amestecuri termitice: Amestecurile termitice sunt formate din pulberi de oxizi , pulberi de Al, elemente de aliere / microaliere, modificatori de structura si fondanti.
Proiectarea amestecurilor termitice eficiente se face tinand cont ca acestea au doua componente interdependente:
Componenta cantitativa;
Componenta calitativa;
a. – Din punct de vedere cantitativ amestecurile se vor proiecta pentru atingerea performantelor tehnice dorite, adica conform termitului cu proprietati dirijate, a termodinamicii reactiilor de oxidoreducere specifice si a diagramei QUARK 1, de dozare a componentelor.
b. – Din punct de vedere calitativ amestecurile termitice se proiecteaza pentru obtinerea lor la cel mai mic prêt posibil, adica se vor folosi doar acele clase granulometrice care asigura obtinerea performantelor necesare folosind un minim de fondanti ( inhibitori de reactie).
O reteta termitica este prezentata principial in tabelul de mai jos.
Parametri urmariti sunt:
3.1 – Distributia granulometrica a pulberilor constituente (oxizi si aluminiu);( 2.1)
3.2 – Suprafata specifica; ;( 2.1)
3.3 – Densitatea aparenta ρa [g / cm3]; ;( 2.1)
3.4 – Porozitatea totala Pt =100-Cu ;( 2.1) ρu
3.4.1 – Compactitatea de umplere Cu = –– 100[%];
100 ρa
3.4.2 – Densitatea de umplere ρu = ––[g / cm3];
Vu
3.4.3 – Vu = Volumul de umplere la 100g amestec termitic [cm3];
3.5 – Elemente de aliere/ inhibitor de reactie( 2.1.4)
3.5.1- Cantitati
3.5.2 – Dimensiuni de particule (corpuri solide)
3.6 – Oxizii si pulberile de aluminiu vor fi dozate conform unor tabele de tipul celui de mai sus.( 4.6.6)
3.6.1 – Se vor declansa reactii aluminotermice de referinta folosind pulberi monooxidice de puritate certificata,si aluminiu atomizat, pe clase granulometrice de referinta;
3.6.2 – Se vor declansa reactii aluminotermice de referinta folosind combinatii de clase granulometrice de referinta, pentru pulberi de compozitii certificate;
3.6.3 – Se vor declansa reactii aluminotermice de referinta folosind monooxizi tehnologici pe clase granulometrice de referinta.
3.6.4 – Se vor declansa reactii aluminotermice de referinta folosind combinatii procentuale de monooxizi tehnologici pe clase granulometrice de referinta.
3.7 – O portie termitica de referinta va avea greutatea de 0,5Kg.
3.8 – Ca reducator se va folosi aluminiu atomizat : Pa 150; Pa200 si Pa 500;
3.9 – Se va limita temperatura de reactie la max. 30000C. ;( 4.6.6)
3.9.1 – Se vor masura temperaturile de reactie pentru toate reactiile tipice declansate;
3.9.2 – Se vor masura vitezele de reactie pentru toate reactiile tipice declansate;
3.10 – Se vor determina cantitatile de inhibitor / elemente de aliere / modificatori de structura/ microaliere.
3.10.1 – Influenta elementelor de aliere; ;(4.6.6)
3.10.1.1 – Elemente de aliere;
3.10.1.2 – Elemente modificatoare de structura;
3.10.1.3 – Elemente de microaliere;
3.10.1.4 – Cantitatea de fondant;
3.11- Se va masura viteza de reactie prin filmari cu incetinitoru, cronometrate.( 2.1)
3.12 – Se va determina limita de explozie. ;( 2.1)
3.13 – Se va urmari minimizarea cantitatii de fondant folosite; ;( 2.1)
3.14 – Se va determina viteza de reactie ca functie de temperatura de reactie; ;( 2.1)
3.15 – Se va determina temperatura de reactie ca functie de structura granulometrica a pulberilor constituente si se va prezenta graphic. Se vor utiliza 20 de clase granulometrice pentru oxizi si 3 clase granulometrice tipice pentru aluminiu atomizat. ;( 2.1)
3.16 – Se va determina temperatura de reactie ca functie de structura granulometrica tipica a pulberilor constituente si se va prezenta grafic. Se vor utiliza 4 de clase granulometrice tipice pentru oxizi si 3 clase granulometrice tipice pentru aluminiu atomizat.
3.17 – Se va intocmi diagram QUARK 2 – care va prezenta, intr-un spatiu cu 20 dimensiuni,
( 10 de la diagram QUARK 1 + 4 pentru clasele granulometrice ale oxizilor + 3 pentru clasele granulometrice ale pulberilor de aluminiu si inca cate o dimensiune pentru viteza de reactie, pentru suprafata specifica si pentru porozitatea globala) multitudinea de posibiltati de obtinere a termitului eficient avand proprietati dirijate.
Nivel 4. Produse de reactie: Otel , corindon si caldura – la iesirea din creuzetul de ractie si captarea in creuzetul receptor, adica fara implicatiile tehnologiei de turnare/ solidificare.
Produsele de reactie se vor obtine pe un stand specializat. Se vor declansa reactiile specifice intr-un creuzet clasic ( creuzetul de reactie) , respectind timpul de declansare a curgerii, masurand temperaturile obtinute si colectand produsele de reactie intr-un alt creuzet, de aceeasi factura
( creuzetul receptor).
Parametrii urmariti:
4.1 – Se va masura cantitatea si temperatura metalului rezultat;
4.1.1- Amestec termitic ( 3.1 – 3.6)
4.2 – Se va masura cantitatea si temperatura corindonului rezultat; ( 3.1 – 3.6)
4.3 – Se va masura timpul de decantare; ( 3.1 – 3.6 si 7.3.4)
4.4 – Se va masura timpul de curgere pentru otel / corindon;( 4.1si 4.2)
4.5 – Se va determina debitul de curgere pentru otel / corindon [Kg / s]; 4.1si 4.2)
4.6 – Se va determina compozitia chimica a otelului termitic [%]; ( 4.1.1)
4.6.1 – Aliaje;
4.6.1.1 – Difuzia in aliaje lichide
4.6.1.2 – Difuzia in stare solida
4.6.2 – Racirea otelului termitic;
4.6.2.1 – Temperatura otelului la iesirea din creuzetul de elaborare;( 4.1)
4.6.2.2 – Temperatura la sfarsitul turnarii in creuzetul receptor;(4.1)
4.6.3 – Faze si transnsformari de faze;( 4.1)
4.6.3.1 – Diagrama Fe- Fe3C;
4.6.3.2 – Puncte critice;
4.6.4 – Solidificarea otelului termitic;( 4.1 – 4.6)
4.6.5 – Transformari in stare solida a otelului termitic;( 4.6.6)
4.6.5.1- Transformari la racirea otelului termitic
4.6.5.2 – Transformarea izoterma eutectoida;
4.6.5.3 – Transformarea martensitica;
4.6.5.4 – Transformarea bainitica;
4.6.5.5 – Tranformarea austenitei la racire;
4.6.6 – Compozitia chimica a otelului termitic( 4.1.1)
4.6.6.1 – Materiale de aliere; ( 4.6.6)
4.6.6.1.1 -Materiale modificatoare de structura;
4.6.6.1.2 – Materiale de microaliere;
4.6.6.1.3 – Elemente nefavorabile;
4.6.6.2 – Sudabilitatea otelului termmitic; ( 4.6.6)
4.6.6.2.1 – Carbonul echivalent( 4.6.6)
4.6.6.2.2 – Fisurarea la cald;
4.6.6.2.2.1 – Indicele de sensibilitate la fisurare la cald HCS.
4.6.6.2.3 – Fisurarea la rece( 4.6.6)
4.6.6.2.3.1 – Parametrul de fisurare P
4.6.6.3 – Amestecuri termitice ; ( 3.1 – 3.6)
4.6.6.3.1 – Pulberi constituente ( 2.1- 2.6)
4.6.6.3.1.1 – Particule oxidice si reducatoare ( 1.1 – 1.6)
4.7 – Se va determina compozitia chimica a corindonului rezultat ( 4.2)
4.8 – Se va determina cantitatea de caldura insotitoare a otelului si a corindonului produs; ( 4.1 si 4.2)
4.9 – Se vor determina caracteristicile mecanice ale otelului termitic ( 4.6.6)
4.9.1 –Elasticitatea ΔL
4.9.1.1 – Ԑ = –– = deformatia specifica liniara;
L0
4.9.1.2 – E = modul de elasticitate longitudinal
4.9.1.3 – ɣ = lunecarea specifica
4.9.1.4 – G = modul de elasticitate transversal
4,9.1.5 – Diagrama HOOKE;
4.9.2 – Plasticitatea ( 4.6.6)
Lu – L0
4.9.2.1 – Alungirea procentuala dupa rupere A = –––– x100;
S0 – Su L0
4.9.2.2 – Gatuirea procentuala Z = –––x100;
S0
4.9.3 – Ruperea epruvetelor – Se vor confectiona epruvete pentru ridicarea diagramei lui Hooke, pentru rezilienta, pentru fluaj , pentru dilatometrie si pentru oboseala . Se vor cuantifica urmatorii parametrii: ( 4.6.6)
F max
4.9.3.1 – Rezistenta la rupere Rm = –––
S0
4.9.3.2 – Limita de curgere aparenta Re;
Re2
4.9.3.3 – Energia de deformare elastica Ue = ––
2 E
4.9.3.4 – Energia de deformare plastica (tenacitatea) Up = RexA(Rm-Re)
4.9.4 – Incovoierea prin soc ( 4.6.6)
4.9.4.1 – Energia de rupere KU = Wr, sau KV= Wr
Wr
4.9.4.1.1 – Rezilienta KCV , sau KCU = –– [ J/cm2]
S0
4.9.4.1.1.1 – S0 = aria sectiunii initiale a epruvetei, in planul ei de sectiune;
4.9.4.1.2 – Temperatura de tranzitie t0,5 = temperatura la care KV sau KU re o valoare egala cu ½ KU sau KV ;
4.9.5 – Fluajul ( 4.6.6)
4.9.6 – Duritatea otelului termitic; ( 4.6.6)
4.9.6.1 – Duritatea Brinel;
4.9.6.2 – Duritatea Vickers;
4.9.6.3 – Duritatea Rockwell
4.9.7 – Dilatometrie ( 4.6.6)
4.9.7.1 – Coeficientrul de dilatere / contractie liniara;
4.9.7.2 – Coeficientul de dilatare / contractie volumica
4.9.7 – Oboseala otelului termitic; ( 4.6.6)
4.10 – Se vor determina caracteristicile metalurgice ale otelului termitic( 4.6.6)
4.10.1 – Existenta sufluri; ( 4.6.6)
4.10.2 – Existenta retasuri / porozitati;
4.10.3 – Structure metalografice;(4.1)
4.10.3.1 – Incluziuni nemetalice ( 4.6.6)
4.10.3.2 – structuri perlitice
4.10.3.3 – structure feritice
4.10.3. 4 – raport ferita / perlita;
4.10.3.5 – structure bainitice
4.10.3.6 – structuri Widmanstatten
4.10.4 – Marimi de graunti; ( 4.6.6)
4.10.4 – Microduritati; ( 4.6.6)
Nivel 5. Parametri de turnare.- masurati in forme
Temperatura la sfarsitul turnarii va fi de 17000C, iar curgerea din creuzet va fi reglata 19500C.
Se vor determina:
Debitul de turnare;(Nivel 7)
Temperatura jetului de lichid la intrarea in forme T5;( nivel 7 si 4.1)
Randamentul ή1de reactie ( in creuzet- T1 / T3) si randamentul ή2 total.( Q produsa in creuzet/ Qutila folosita in forme );(Nivel 7si 4.1)
Timp de decantare t1 = 6 – 8s;( Nivel 7)
Temperatura de reactie =T1 ;( 4.1)
Temperatura metalului rezultat in creuzet, la sfarsitul reactiei =T2 (4.1)
T3 – este temperatura cu care curge metalul din creuzet; (4.1)
T4 – este temperatura cordonului de sudura, la sfarsitul turnarii;( nivel 7 si 4.1)
Coeficientul de dilatare / contractie volumica; (4.9.7.2)
Cantitatea de metal din maselota principala si din reteaua de turnare M1;(nivel 7)
Determinarea cantitatii de metal din cordonul de sudura M2;( nivel 7)
Determinarea randamentului masic de turnare ή3 = M2 / M1;( 4.1 si 4.1.1)
Dezoxidarea metalului rezultat;( 4.1.1)
Cantitatea de hidrogen absorbita de otelul termitic.( nivel 7 si 4.1.1)
Timpul t2 de solidificare a materialului turnat;( nivel 7)
Timpul t3 de racire a cordonului de sudura;( nivel 7)
Viteza de racire pana la solidificare. Viteza de racire pana la temperatura mediului ambiant.(nivel 7)
Nivel 6. Caracterizarea formelor de turnare
Se urmareste:
6.1 – Geometria formelor;
6.1.1 – dirijarea racirii;
6.1.2 – umplerea formelor;
6.2 – Compozitia materialului de formare;
6.2.1 – tip forma;
6.2.2 –material de baza;
6.2.3 – material de miez;
6,2,4 – lianti;
5.2.5 – adaosuri;
6.3 – Tehnologia de formare;
6.4 – Caracterizarea formelor de turnare;
6.4.1- rezistenta mecanica la rece;
6.4.2 – rezistenta mecanica la cald;
6.4.3 – rezistenta la coroziune;
6.4.4 – rezistenta la soc termic;
6.4.5 – rezistenta la uzura;
6.4.6 – refractaritatea;
6.4.7 – compozitia chimica;
6.4.8 – compozitia granulometrica a componentelor pulverulente folosite;
6.4.9 – densitatea;
6.4.10 – densitatea aparenta;
6.4.11 – porozitatea;
6.4.12 – conductivitatea termica;
6.4.13 – caldura masica;
6.4.14 – deformatia permanenta;
6.4.15 – generarea de gaze la turnare;
6.4.16 – aderente;
Nivel 7. Caracterizarea tehnologiei de sudura.
Particularitatile tehnologiei de turnare sunt:
7.1 –Ansamblu tehnologic;
7.1.1 – Pregatire joante;
7.1.2 – Alinierea capetelor de sina;
7.1.3 – Suprainaltare;
7.1.4 – Montare forme;
7.1.5 – Montrea creuzet;
7.1.6 – Montare dispozitiv de preincalzire;
7.2 – Preincalzirea
7.2.1 – Timp de preincalzire creuzet – 10 minute;
7.2.2 – Timp de preincalzire a formelor: 6 – 8 min;
7.2.3 – Temperatura medie de preincalzire t6= 7500C;
7.2.4 – Presiune oxigen;
7.2.5 – Presiune propan;
7.3 –Forme de sudura;
7.3.1 – Caracterizarea formelor de turnare; ( Nivel 6)
7.3.1.1.- Parametri de turnare; ( Nivel 5)
7.3.2 –Preincalzitoare;
7.3.3. – Creuzet;
7.3.4 – Dop autodeclansator;
7.4 – Produse de reactie; ( Nivel 4)
7.5 – Turnare bilaterala
7.6 – Debavurare
7.6.1 – Timpul scurs intre finalizarea turnarii si inceperea debavurarii;
7.6.2 – Temperatura cordonului de sudura dupa debavurare t7
7.6.3 – Gradientul de temperatura in cordonul de sudura
7.6.3.1 – Viteza de racire a cordonului de sudura ( nivel 6):
7.7 – Polizarea
7.7.1 – Polizare ciuperca;
7.7.2 – Polizare laterala / canal;
7.7.3 – Eliminare goluri de suprafata
7.7.4 – Polizare finala;
7.7.4.1 – Verificare geometrie sudura.
7.8 – Tensiuni interne remanente.(Depinde de :nivel 4; 7.5; 7.3; 7.2; 7.1; 8.2; 8.3)
Nivel 8. Caracterizarea cordonului de sudura
8.1- Tehnologia de turnare
8.1.1 – Caracterizarea tehnologiei de turnare- depinde de ( Nivel 7)
8.2 – Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura; Depinde de (8.3)
8.2.1 –Compozitia chimica a otelului termitic din cordon. Depinde de ( nivel 7)si de ( 4.6. 6);
8.2.1.1 –Compozitia chimica a otelului termitic. Depinde de (4.6.6)
8.2.2 – Sudabilitatea otelului din zona de fuziune a cordonului de sudura
8.2.2.1- Carbonul echivalent Depinde de ( 8.2 si 8.3)
8.2.2.2 – Fisurarea la cald;
8.2.2.2.-Indicele de sensibilitate la fisurare la cald HCS. Depinde de (8.2 si 8.3)
8.2.2.3 – Fisurarea la rece
8.2.2.3.1 – Parametrul de fisurare P. Depinde de ( 8.2 si 8.3)
8.3 Influentarea propretatiilor mecanice din cordonul de sudura
8.3.1 Modificatorii de structura (8.2)
8.3.2 Microalierea (8.2)
8.3.3 Plasticitatea (8.2 si nivel 7)
8.3.3.1 Revenire inalta(550-6500C)
8.3.4 Dirijarea modificarilor structurale (8.2) ; (8.4.1.1.1.2)
8.4 – Proprietatile mecanice ale cordonului de sudura termitica. Comparatie cu (4.9).
Se studiaza zonal .
In zona C – a ciupercii;
In zona I – a inimii;
In zona T – a talpii
8.4.1 – Ruperea cordonului de sudura . Se studiaza zonal, pe ciuperca (C), inima (I) si talpa (T). Parametri urmariti sunt:
8.4.1.1- Rezistenta la rupere; ( 8.2; 8.3 si nivel 7)
8.4.1.1.1 – Fisuri;
8.4.1.1.1.1 – Tensiuni interne remanente;( nivel 7)
8.4.1.1.1.2 –Viteza de racire a cordonului de sudura; (nivel 7)
8.4.1.1.1.3 – Evolutia gradientului de temperatura; nivel 7)
8.4.1.1.1.4 – Dirijarea modificarilor structurale; nivel 7)
8.4.1.1.2 – Structuri nefavorabile. Comparatie cu ( 4.10)
8.4.1.1.2.1 – Sufluri;( 8.2 si nivel 7)
8.4.1.1.2.2 – Stucturi martensitice; (Nivel 7)
8.4.1.1.2.3 – Retasuri concentrate / porozitati;( nivel 7)
8.4.1.1.3 – Incluziuni nemetalice;
8.4.1.1.3.1 – Oxizi;( 8.2)si nivel 7
8.4.1.1.3.2 – Carburi; ( 8.2)si nivel 7
8.4.1.1.3.3 – Nitruri; ( 8.2)si nivel 7
8.4.1.1.3.4 – Sulfuri; ( 8.2)
8.4.1.1.3.5 – Arsenuri; ( 8.2)
8.4.1.1.3.6 – Fosfuri; ( 8.2)
8.4.1.1.4 – Retasuri;
8.4.1.1.4.1 – Temperatura cordonului de sudura la sfarsitul turnarii;
( nivel 7)
8.4.1.1.4.2 – Coeficientul de contractie volumica; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.3 – Viteza de racire a cordonului de sudura; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.4 – Evolutia gradientului de temperatura ; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.5 – Viteza de turnare; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.5.1 – Timpul de umplere; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.6 – Reteaua de turnare
8.4.1.1.4.6.1 – Maselotaj( nivel 7)
8.4.1.1.4.6.1.1 – Maselota principala; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.6.1.1.1 – Metoda modulelor de solidificare ( nivel 7)
8.4.1.1.4.6.1.1.1.1- Regula lui Chvorinov
( nivel 7)
8.4.1.1.4.6.2 – Maselote laterale; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.7 –Alimentatoare; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.8 – Porozitati; ( nivel 7)
8.4.1.1.4.8.1 – Compactitatea cordonului de sudura;
8.4.1.1.5 – Racitori; ( nivel 7)
8.4.1.2 – Alungirea procentuala;(8.2 si nivel 7)
8.4.1.3 – Gatuirea procentuala; ;(8.2 si nivel 7)
8.4.1.4 – Rezilienta; ;(8.2 si nivel 7)
8.4.1.5 – Duritati;(8.2 si nivel 7)
8.4.1.5.1- Duritatea cordonului de sudura in sectiunea mediana; ;(8.2 si nivel 7)
8.4.1.5.2 – Duritati ale zonei de fuziune; ;(8.2 si nivel 7)
8.4.1.5.3 – Duritati ale ZIT inafara zonei de fuziune. ;(8.2 si nivel 7)
8.4.2 – Sageata sub sarcina nominala; ;(8.2 si nivel 7)
8.4.3 – Caracteristicile geometrice ale cordonului de sudura. Se verifica vizual in zona talpii; ( nivel 7)
( T), a inimii (I) si a ciupercii (C). Parametri urmariti sunt:
8.4.3.1 – Lipsa fisurilor in cordon si in zona de dilutie ( fuziune);(8.2; 8.3 si nivel 7)
8.4.3.2 – Lipsa porozitatilor in cordonul de sudura si in zona de dilutie; ;(8.2 si nivel 7)
8.4.3.3 – In cordonul de sudura si in zona de fuziune incluziunile de nisip, sau zgura nu trebuie sa depaseasca valorile din tabelul de mai jos.( nivel 7)
8.4.3.4 – In zona polizata a ciupercii sinei, zona cordonului de sudura si zona de fuziune ( inclusiv pe partile laterale ale ciupercii sinei) nu trebuie sa existe fisuri, porozitati, incluziuni, sau lipsa de fuziune.( 8.2 si nivel 7)
8.5 – Racirea cordonului de sudura
8.5.1 – Transformari in stare solida la racirea cordonului de sudura. Comparatie cu ( 4.6.5); (Nivel 7)
8.6. Analiza macroscopica
8.6.1 – Analiza dimensionala a cordonului de sudura si a ZIT( Nivel 7)
8.6.2 – Retasuri (nivel 7)
8.6.3 – Lipsa fuziune( nivel 7)
8.6.4 – Sufluri ( 8.2 si nivel 7)
8.7 – Analiza microscopica a cordonului de sudura in zona ciupercii sinei (C) , a inimii (I) si a talpii (T) sinei. Se vor urmari:
8.7.1 – Structuri
8.7.1.1- Raportul ferita/ perlita;(8.2; 8.3 si nivel 7)
8.7.1.2 – Structuri bainitice; (8.2; 8.3 si nivel 7)
8.7.2 – Marimi de graunti; (8.2; 8.3 si nivel 7)
8.7.3 – Incluziuni(8.2; 8.3 si nivel 7)
8.7.4 – Microduritati(8.2; 8.3 si nivel 7)
8.8 – Defecte ale cordonului de sudura
Nivel 9 – Caracterizarea imbinarii nedemontabile
Urmareste determinarea conditiilor necesare pentru obtinerera unei imbinari nedemontabile eficiente, acceptata pe piata europeana. Pentru aceasta trebuiesc respectate conditiile impuse prin SR EN 14730 / 2007. Parametri prevazuti in acest standard trebuiesc priviti ca parametrii directori, capabili sa garanteze atingerea obiectivului propus.
Conform tintei asumate prin titlul Tezei se urmareste minimizarea costurilor de productie si maximizarea performantelor tehnice.
Parametri directori vizati sunt prezentati in cele ce urmeaza:
9.1 – Aspect vizual superficial- dupa dezbaterea formelor.
9.1.1- Existenta maselotelor cu dimensiunile proiectate
9.1.2 – Lipsa fisurilor sub ciuperca si deasupra talpii;
fig.
9.2 – Suprafata bruta scoasa din forma de turnare ( suprafata acoperita de forma de turnare);
9.2.1- In zona de dilutie nu trebuie sa existe fisuri
9.2.2 – In zona de dilutie nu trebuie sa existe pori mai mari de 2 mm.
9.2.3 – Pe cordonul de sudura incluziunile de nisip sau zguranu trebuie sa fie mai mari de 10 mm2;
9.3 – Suprafata polizata a sudurii – ciuperca sinei;
9.3.1 – La imbinarea cordonului de sudura cu sina nu trebuie sa existe fisuri;
9.3.2 – Pe suprafata cordonului de sudura si pe zona de fuziune nu trebuie sa existe incluziuni de zgura sau nisip, pori si / sau fisuri;
NOTA: Pentru efectuarea probelor macroscopice si microscopice epruveta de sina care contine cordonul de sudura se sectioneaza ca in Fig. de mai jos:
fig.
9.4 – Zona vizibil influentata termic- Se pune in evident pe o epruveta lunga de 200mm. Aceasta este rabotata longitudinal pana in axa ei, este frezata fin, este rectificata plan si slefuita.
Dupa atacarea cu reactivul FRY, zona vizibil influentata termic nu trebuie sa fie mai mare de 20 mm;
fig.
9.5 – Duritatea suprafetei de rulare- Dupa polizarea ciupercii sinei ( refacerea geometrieie sinei), duritatea cordonului de sudura (pentru otelul R 260) trebuie sa fie cuprinsa intre 260 – 300HB (media a 3 masuratori);
fig.
9.6 – Incovoierea lenta -Se executa cu o presa, pe un esantion de sina sudata, de minim 1150 mm lungime. Forta minima de incarcare este F = 0,0032S [KN] unde: S este modulul de inertie fata de talpa[mm3]. Incercarea continua pana la rupere. Se determina sageata maxima inainte de rupere si valoare fortei de rupere ( minim 10 mm). Se identifica tipul ruperii si tipul de defect ( retasuri, porozitati, sufluri etc).
fig.
9.7 – Controlul intern- Se face cu US, separat pe zonele ( C ), (I) si (T).
Controlul se face conform schemei de mai jos.
fig.
9.8 – Integritatea cordonului de sudura – Controlul zonal US trebuie sa identifice pozitiile defectelor descoperite: Fisuri, porozitati, incluziuni, retasuri, goluri, etc;
9.9 – Forma si dimensiunile zonei de topire. Examen macroscopic.
Un esantion de sina cu sudura plasata central este sectionat pe axa sinei, este prelucrat si atacat cu reactivul FRY. Se taie din ambele aripi ale talpii portiuni de cate 20 mm si se masoara:
1 – Zona vizibil influentata termic;
2 – Zona de topire;
3 – Latimea zonei termic atenuate;
4. Marimea rostului
fig.
9.10 –Examen microscopic- Se efectueaza pe secoarele ( C ) , (I) si (T) in cordonul de sudura, in zona de fuziune si in zona vizibil influentata termic, in zonele indicate mai jos.
Se determina structurile existente ( ferita, perlita, bainita, martensita), marimi de graunti, incluziuni, porozitati. Nu se admite martensita
fig.
9.11 – Latimea zonei termic atenuate – Se va face conform modelului de mai jos.
Latimea trebuie sa nu fie mai mare de 20 mm;
fig.
9.12 – Incercarea la oboseala- se face dupa montajul de mai jos;
Se aplica metoda Past the-post
fig
9.13 – Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura. Se determina pentru a identifica valorile medii ale concentratiilor elementelor implicate.
Analizele se vor face:
la 6 mm de axa rostului, pe suprafata de rulare a sinei, in zona inimii si la limita talpii;
La limita zonelor material de aport / fuziune si fuziune / material de baza.
9.14 Diagrama duritatilor – Duritatile se vor masuta pe suprafa de rulare a sinei, conform diagramei de mai jos si in zonele in care s-a determinat compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura
fig.
Parametrii proceselor care conduc la realizarea imbinarilor nedemontabile
Subcapitolul isi propune atat evaluarea volumului de cunostinte necesare pentru proiectarea imbinarilor nedemontabile obtinute metalotermic cat si ldentificarea mecanismelor prin care pot fi atinse perfomantele necasare.
Comanda si controlul proceselor metalotermice reprezinta atat o provocare complexa , interdisciplinara cat si scoaterea in evidenta a parghiilor care pot fi folosite in acest scop.
Obiectivul general este obtinerea prin turnare a unui cordon de sudura cu caracteristici mecanice cat mai apropiate de ale otelului din sina. Otel laminat.
1. Se va urmari, pe diagrame GUILLET, ca utilizarea elementelor de aliere sa favorizeze aparitia de structuri perlitice fine;
2. Se va urmari ca tehnologia de sudura, coroborata cu elementele de microalire introduse, prin controlarea modificarilor structurale, sa evite aparitia de structuri martensitice, conducand in extremis, catre structuri bainitice.
3.Se va urmari ca prin utilizarea modificatorilor de structura coroborata cu masuri tehnologice adecvate sa se obtina in cordonul de sudura un material cu o plasticitate cat mai ridicata .
Se vor identifica parametri dependenti / independenti care caracterizeaza si guverneaza procesele studiate si se vor evidentia intercorelarile lor.
S-a avut in vedere obtinerea eficienta a imbinarii nedemontabile, ca proces unitar si s-au marcat conditionarile de care depind obtinerea: unui termit, o reactie, o turnare, o solidificare si in final, pe total, o imbinare nedemontabila ieftina si de calitate.
Majoritatea parametrilor sunt interdependenti. Ei se influenteaza direct, in cascada si in prezentarea noastra sunt marcati cu aceeasi culoare.
Parametri de interes au fost organizati pe 10 nivele, corespunzator unei evidentieri tehnologice in activitatea de cercetare / dezvoltare/productie.
Parametri marcati cu negru, sunt de nivel 9 si sunt parametri integratori ( directori).
Cuantificarile parametrice pornesc de la prevederile din SR EN 14730 / 2007, care caracterizeaza pe plan european sudurile aluminotermice. Ei impun limitele necesare pentru ceilalti parametri si sunt influentati de acestia. Desigur variaza, daca ceilalti parametri isi modifica valorile, adica conduc intercorelarile parametrice spre nivele inferioare.
Se vor studia si caracteriza particulele, pulberile, amestecurile termitice, reactiile de elaborare a produselor de reactie, turnarea, solidificarea otelului, racirea cordonului de sudura si a imbinarii insasi, ca parti ale aceluiasi intreg, cu proprietati necesare, determinate ierarhic.
Se va urmari identificarea interdependentelor dintre acesti parametri si conditiile care trebuiesc indeplinite pentru a se realiza o anumita sudura, de o anumita calitate, dintr-o multitudine posibila.
Pentru reactii aluminotermice realizate cu oxizi sintetici simpli ( oxizi rezultati tehnologic, dar fara modificari de compozitii chimice), parametrii urmariti sunt prezentati succinct in subcapitolul intitulat “INTERCORELARI PARAMETRICE”.
Realizarea imbinarilor nedemontabile obtinute metalotermic are particularitati specifice. Sunt in primul rand suduri, insa obtinute prin solidificarea otelurilor termitice elaborate si turnate dupa reguli metalurgice translatate spre temperaturi mai mari cu circa 500 – 10000C, fata de temperaturile obisnuite la care se desfasoara procesele metalurgice clasice.
In subcapitolul “PARAMETRI CRITICI” sunt caracterizati acei parametri tehnoco-stiintifici care influenteaza decisiv procesul de elaborare / turnare / solidificare si racire a otelurilor termitice. Se pun in evidenta interdependentele, asemanarile si deosebirile existente intre tehnologiile metalurgice consacrate si cerintele de sudabilitate ale materialelor implicate in realizarea imbinarilor nedemontabile realizate aluminotermic.
2.2 – IMPLICATIILE CONTROLARII PARAMETRILOR DIRECTORI
Controlarea parametrilor directori nu se poate face decat tinand cont de factorii care-i definesc
Imbinarea nedemontabila, obtinuta aluminotermic, este privita ca un ansamblu unitar cu implicatii tehnico-economice care trebuiesc caracterizate tinand cont de influentele elementelor de baza participante la ansamblu. Astfel:
9.1 – Aspectul vizual superficial- apare dupa dezbaterea formelor. El este caracterizat de:
9.1.1- Existenta maselotelor cu dimensiunile proiectate. Aceasta depinde de:
Proiectarea formelor de turnare (NIVEL 6)
9.1.2 – Lipsa fisurilor sub ciuperca si deasupra talpii. Aceasta depinde de:
Compozitia chimica a otelului termitic ( 8.2; 8.3; 8.4)
Compresibilitatea formelor de turnare (6.2; 6.3; 6.4)
Tehnologia de turnare (7.2; 7.3; 7.4; 7.5; 7.8)
9.2 – Suprafata bruta scoasa din forma de turnare ( suprafata acoperita de forma de turnare);
9.2.1- In zona de dilutie nu trebuie sa existe fisuri. Aceasta depinde de:
Sudabilitatea cordonului de sudura (8.2)
Compresibilitatea formelor de turnare (6.2; 6.3; 6.4)
Tehnologia de turnare (8.1)
9.2.2 – In zona de dilutie nu trebuie sa existe pori mai mari de 2 mm. Aceasta depinde de:
Caracteristicile materialelor de formare (6.4)
Tehnologia de turnare ( 8.1)
9.2.3 – Pe cordonul de sudura incluziunile de nisip sau zgura nu trebuie sa fie mai mari de 10 mm2. Aceasta depinde de:
Caracteristicile materialelor de formare (6.4)
Tehnologia de turnare ( 8.1)
9.3 – Suprafata polizata a sudurii – ciuperca sinei;
9.3.1 – La imbinarea cordonului de sudura cu sina nu trebuie sa existe fisuri. Aceasta depinde de:
Tehnologia de turnare (8.1)
Compresibilitatea formelor de turnare (6.2; 6.3; 6.4)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.3.2 – Pe suprafata cordonului de sudura si pe zona de fuziune nu trebuie sa existe incluziuni de zgura sau nisip, pori si / sau fisuri. Aceasta depinde de:
Caracteristicile materialelor de formare (6.4)
Tehnologia de turnare ( 8.1)
9.4 – Zona vizibil influentata termic- Se pune in evident pe o epruveta lunga de 200mm. Aceasta este rabotata longitudinal pana in axa ei, este frezata fin, este rectificata plan si slefuita. Dupa atacarea cu reactivul FRY, zona vizibil influentata termic nu trebuie sa fie mai mare de 20 mm. Rezultatul corespunzator depinde de:
` Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.5 – Duritatea suprafetei de rulare- Dupa polizarea ciupercii sinei ( refacerea geometrieie sinei), duritatea cordonului de sudura (pentru otelul R 260) trebuie sa fie cuprinsa intre 260 – 300HB (media a 3 masuratori). Aceasta depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.6 – Incovoierea lenta -Se executa cu o presa, pe un esantion de sina sudata, de minim 1150 mm lungime. Forta minima de incarcare este F = 0,0032S [KN] unde: S este modulul de inertie fata de talpa[mm3]. Incercarea continua pana la rupere. Se determina sageata maxima inainte de rupere si valoare fortei de rupere ( minim 10 mm). Se identifica tipul ruperii si tipul de defect ( retasuri, porozitati, sufluri etc). Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.7 – Controlul intern- Se face cu US, separat pe zonele ( C ), (I) si (T). Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.8 – Integritatea cordonului de sudura – Controlul zonal US trebuie sa identifice pozitiile defectelor descoperite: Fisuri, porozitati, incluziuni, retasuri, goluri, etc. Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.9 – Forma si dimensiunile zonei de topire. Examen macroscopic.
Un esantion de sina cu sudura plasata central este sectionat pe axa sinei, este prelucrat si atacat cu reactivul FRY. Se taie din ambele aripi ale talpii portiuni de cate 20 mm si se masoara:
1 – Zona vizibil influentata termic;
2 – Zona de topire;
3 – Latimea zonei termic atenuate;
4. Marimea rostului
Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.10 –Examen microscopic- Se efectueaza pe secoarele ( C ) , (I) si (T) in cordonul de sudura, in zona de fuziune si in zona vizibil influentata termic, in zonele indicate mai jos.
Se determina structurile existente ( ferita, perlita, bainita, martensita), marimi de graunti, incluziuni, porozitati. Nu se admite martensita. Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2);( 8.3)
9.11 – Latimea zonei termic atenuate – Se va face conform modelului de mai jos.
Latimea trebuie sa nu fie mai mare de 20 mm. Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2)
9.12 – Incercarea la oboseala- se face dupa montajul de mai jos;
Se aplica metoda Past the-post. Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2);( 8.3)
9.13 – Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura. Se face pentru a da valo9rile medii ale concentratiilor elementelor implicate.
Analiza se va face:
la 6 mm de axa rostului, pe suprafata de rulare a sinei, in zona inimii si la limita talpii;
La limita zonelor material de aport / fuziune si fuziune / material de baza.
Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1);
Compozitia chimica a otelului termitic. (4.6.6); ( 8.3)
9.14 Diagrama duritatilor – Duritatile se vor masuta pe suprafa de rulare a sinei, conform diagramei de mai jos si in zonele in care s-a determinat compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura. Rezultatul corespunzator depinde de:
Tehnologia de turnare ( 8.1)
Compozitia chimica a otelului din cordonul de sudura (8.2);( 8.3)
PARAMETRI CRITICI – sunt acei parametri care influenteaza nemijlocit, unitar si integrator, obtinerea de suduria aluminotermice performante
Acesti parametri sunt :
Metalotermia
Amestecul termitic
Cinetica reactiilor aluminotermice
Topiturile aluminotermice
Racirea topiturilor aluminotermice
Solidificarea aliajelor aluminotermice
Influenta elementelor de aliere
Modificatori de structura
Microalierea
Aliajele aluminotermice
Tehnologia de turnare
Forme de turnare
Probe mecanice
Caracterizarea topiturilor metalice
Pentru metalurgie este importantă cunoașterea structurii și proprietăților metalelor și aliajelor la temperaturi apropiate de cea de topire. Lucrările efectuate în ultimele decenii au arătat că la aceste temperaturi, lichidele ( metalele topite) prezintă trăsături comune cu corpurile solide din care provin prin topire, cu mențiunea ca ordinea în care sunt aranjați atomii în rețea este una restrânsă, care se întinde pe distanțe mici (de numai câteva zeci de distanțe interatomice), denumită ordine apropiată. Deci la temperaturi apropiate de cea de topire, lichidele nu sunt amorfe, ci au o structură, în anumită măsură, asemănătoare cu cea a corpurilor solide din care provin.
Structura mezomorfa – este o structura specifica topiturilor.
Structura mezomorfa este o structura de tranzitie intre structura monocristalina si policristalina. In aceasta structura, datorita agitatiei termice, particulele componente nu au pozitii fixe, de echilibru, ceea ce la permite sa faca salturi pe pozitii noi. Ordinea care apare este instabila, temporara si de tip local.
Proprietatile topiturilor variaza, in principal, datorita imperfectiunilor structurale si mai putin datorita fortelor de legatura dintre particule.
Caracteristicile fizico-chimice ale topiturilor metalice și zgurilor în stare lichida
Caracteristicile fizico-chimice ale metalelor și aliajelor în stare lichidă
Starea lichidă a metalelor
Din punctul de vedere al stării de agregare, lichidele ocupă un loc intermediar între solide și gaze, deoarece în general corpurile solide la încălzire nu trec direct in formă de vapori ci prin intermediul stării lichide.
Lichidele, având valori moderate ale energiei potențiale și forțe de coeziune relativ reduse între atomi, nu sunt caracterizate de ordinea riguroasa, a corpurilor solide cristaline si nici de distribuția haotică a atomilor (moleculelor), caracteristice gazelor
Pentru metalotermie este importantă cunoașterea structurii și a proprietăților aliajelor la temperaturi mai mari decat cele de topire. Cercetarile au arătat că la aceste temperaturi, aliajele in stare topita prezintă si trăsături comune cu ale corpurile solide din care provin prin topire, cu observatia ca ordinea în care sunt aranjați atomii în rețea se întinde pe distanțe mici (de numai câteva zeci de distanțe interatomice), denumită ordine apropiată.
Din acest punct de vedere, au fost elaborate mai multe teorii asupra aliajelor/ metalelor aflate in stare lichida . Cele mai importante sunt prezentate mai jos.
Teoria sibotaxisurilor (cvasicriastalelor)
Cercetările efectuate cu raze X au arătat că în lichide/ topituri există grupări cu aranjament ordonat al particulelor (atomi, molecule, ioni). Acest aranjament este limitat însă la zone de câteva zeci de Å, care au fost denumite sibotaxisuri, cvasicristale, clustere, etc.
Teoria prezuma ca particulele din care sunt formate lichidele ( topiturile) se pot împărții în două categorii:
a.- particule care oscilează în jurul unor centre de oscilație (ca la corpurile solide) și formează sibotaxisuri sau clustere. Durata legăturii unei particule cu un centru de oscilație este de ordinul unei perioade de oscilație. Particule de acxest tip se mișcă haotic (ca in cazul gazelor).
Orice particulă poate să treacă dintr-o grupă în cealaltă.
Sibotaxisurile nu au limite distincte si din aceasta cauza nu pot fi acceptate ca faze în sens termodinamic. În partea centrală a microgrupărilor ordinea este maximă și scade treptat spre periferie (fig. )
– Pe măsură ce crește temperatura topiturii, au loc două tipuri de procese:creșterea numărului de particule care se misca haotic și modificarea tipului de ordine apropiată a microgrupărilor
r
Fig.Variatia gradului de ordine intr-un cristal in functie de distanta de la centrul lui
În lichide există mai multe tipuri de unități structurale, de la atomi la molecule complexe.
Într-o topitura multicomponent (aliaj), sibotaxisul reprezintă o formațiune relativ stabilă, cu legături interne mai puternice decât fortele exterioare.
Timpul de existență a unei grupări de atomi în sibotaxis depinde de energia legăturii lui interne. Acest timp poate fi evaluat calitativ după formula lui Frenkel pentru timpul de existență a unui atom într-o poziție dată:
unde: – este perioada de oscilație a atomului;
– este energia legăturii interatomice;
– este energia agitației termice.
Din formula reese ca cu cât energia legăturii interatomice este mai mare, cu atât este mai mare.
Eventuala modificare a cifrei de coordinație (a numarului de atomi din reteaua cristalina aflati la o distanta minima de un atom dat) a atomilor (în cazul dezmembrării sibotaxisului) nu este legată de parametrii de stare. Modificarea are caracter continuu și în acest fel se deosebește de transformările tipice de fază. Astfel tot ce se leagă de formarea, descompunerea și interacțiunea sibotaxisurilor (cvasicristalelor, clusterelor etc.) nu afectează caracteristica de lichid omogen, monofazic a topiturii si in consecinta, modelul sibotaxic poate fi numit model al structurii microneomogene a topiturilor metalice.
La metale, ordinea apropiată existentă în apropierea punctului de topire se menține până la temperaturi care depășesc cu 100 – 300 0C, temperatura de topire. Invers, la răcire, caracterul structurii devine din ce în ce mai ordonat, ceea ce arata că inca din starea lichidă are loc o „pregătire” în vederea formării structurii ordonate, caracteristice substanțelor in stare solida, cristalina.
Teoria golurilor
A fost fundamentata de Eyring și Frenkel. Ei consideră că la încălzirea corpurilor solide are loc nu numai creșterea distanței medii dintre atomi, ci și apariția unor discontinuități submicroscopice, denumite de ei „goluri”. Din punct de vedere energetic, formarea golurilor este mai simpla în lichide decât în solide, deoarece dacă distanța dintre atomi depășește sensibil diametrul atomilor, ruperea legăturilor interatomice este mai usoara.
Topirea, conform teoriei golurilor, are loc atunci când numărul de goluri atinge o valoare critică.
La început, golurile din lichide erau interpretate ca fiind similare cu cele din rețeaua cristalină a corpurilor solide (Eyring), insa, ulterior, s-a ajuns la concluzia că ele diferă semnificativ. În prezent, prin goluri se înțeleg diferite microcavități între molecule sau atomi, fără formă și dimensiuni bine determinate, care pot apărea, crește, diminua și dispărea permanent. Aceste goluri se închid într-un loc și apar în altul, deplasându-se astfel în toată masa lichidului (topiturii). Distribuția statistică a golurilor în interiorul lichidului este uniformă. Pentru determinarea dimensiunilor golurilor din lichide ( topituri), conform teoriei lui Frenkel, se egalează energia de formare U, a unei microcavități (gol) cu căldura latentă de vaporizare a lichidului, :
unde: r – este raza microcavității sferice ;
σ – este tensiunea superficială a lichidului.
Din formula rezultă că r = 10-8 cm (0,01 nm).
Din calculele efectuate de Eyring rezultă că volumul total al microcavităților (așa numitul volum liber – ) al unui lichid este dat de expresia:
unde: c – este un coeficient de structură;
R – constanta gazelor;
V – volumul molar al lichidului;
N0 – numărul lui Avogadro.
Teoria roiurilor – este în strânsă legătură cu teoria golurilor si a sibotaxisurilor. Conform acestei teorii aranjamentul ordonat al atomilor în lichide nu se limitează doar la vecinii apropiați, ci se întinde pe distanțe mai mari. În urma formării microcavităților (golurilor), pot apărea în lichide( topituri) grupări de atomi, roiuri, sau colonii, instabile în timp și spațiu. Ca și golurile, ele pot dispărea într-un loc și apărea în altul. Atomii disparați sau chiar grupe de atomi migrează continuu dintr-o colonie în alta. În interiorul roiurilor se menține ordinea apropiată, ca și în cazul cvasicristalelor. Aceasta înseamnă că in interiorul roiurilor aranjamentul atomilor este similar cu cel existent in corpul solid, spre deosebire de zonele marginale, unde atomii sunt distribuiți haotic.
Metalele si aliajele în sare lichidă
În stare lichidă metalele și aliajele au o structură quasicristalină, caracterizată prin aranjamentul specific ordonat al atomilor. După topire, structura și proprietățile metalelor și aliajelor nu se schimbă mult, fapt confirmat prin rezultate experimentale. Astfel :
variația densității aliajelor / metalelor la topire este relativ mică; în general metalele își micșorează densitatea la topire în proporție de 3 – 5%, ceea ce înseamnă că distanța dintre atomi se mărește în medie cu 1- 2%.
In cazul fierului pur, densitatea scade la topire cu 3,52%. Asta inseamna ca distanța medie dintre atomi crește cu 1,52%; la oțeluri (aliaj) densitatea scade la topire cu 4,2 – 5,1% în funcție de conținutul de carbon;
Pentru majoritatea metalelor caracterul conductibilității electrice nu se modifică la trecerea din stare solidă la starea lichidă, modificarea rezistivității electrice este mică, tabelul 4.31.
căldura latentă de topire și variația entropiei la topire au valori mult mai mici decât la vaporizare sau sublimare. Semnificatia este ca topirea nu duce la micșorarea substanțială a forțelor de coeziune dintre atomi (tabelul 4.30);
căldura specifică a metalelor suferă modificări foarte mici la topire, deci agitația termică nu se modifica semnificativ (tabelul 4.30);
experimental s-a demonstrat că în apropierea temperaturii de topire, corpurile metalice solide posedă o anumită fluiditate si ca după trecerea în stare lichidă își mențin într-o anumită măsură proprietățile elastice. Astfel s-a demonstrat ca topirea și solidificarea conduc la schimbarea calitativă și nu cantitativă a proprietăților mecanice ale metalelor .
Modificarea proprietăților unor metale în punctul de topire sau de fierbere Tabelul 4.30
Conform rezultatelor difractometrice acumulate până în prezent, metalele lichide și aliajele lor au o structură microneomogenă cu ordine apropiată diferită.Pentru metalele pure, una dintre structuri este, in mod obisnuit, cea a rețelei cristaline inițiale. Ponderea domeniilor cu o anumită configurație atomica, este determinată despecificitatiule metalului și de temperatură.
În aliajele binare, la care apar diagrame de echilibru cu eutectic, se formează o structură cvasieutectică care se poate menține si la supraîncălziri de 200 – 300 0C. În compușii intermetalici topiți, în apropierea temperaturii de topire se menține parțial un aranjament al atomilor, similar cu cel din rețeaua cristalină a corpului solid. Aliajele topite provenite din soluții solide prezintă și ele o structură microneomogenă, o componentă fiind microdomeniile cu o coordonare a atomilor similara cu cea din retaua cristalina.
Metalele de tranziție de tip 3-d (Fe, Co, Ni, Cr, Mn) sunt complecxe din punct de vedere al configurației lor electronice. Modelul sibotaxic se poate aplica și la aceste metale. De exemplu, unii cecetatori sustin că structura fierului topit este caracterizata atât prin atomi grupați ca în rețeaua cubică cu volum centrat cât și prin grupări mai compacte. Raza grupărilor cu aranjament ordonat este de 20 – 21 Å. S-a concluzionat că structura fierului topit depinde atât de temperatură, cât și de timpul cat fierul este menținut în stare topită la o anumita temperatură. În intervalul cuprins intre 1600 – 1650 0C, în structura fierului, se produc modificăriimportante. Starea structurală a fierului topit este stabilă numai la 1750 0C.
Pe modelul sibotaxic se pot evalua proprietățile electrice ale metalelor și ale aliajelor topite și amorfe.
Proprietățile metalelor de tranziție în stare pură
Metalele de tranziție sunt acele metale care au electronul distinctiv într-un orbital d. Ele au configurația (n-1)d1-10 ns 1-2 , în care n=4,5,6,7, și se găsesc în grupele secundare ale sistemului periodic.
Deoarece atomii elementelor din grupa a II-a (Zn, Cd, Hg) au totdeauna substratul (n-1) d ocupat cu 10 electroni, după unii autori aceste elemente n-ar mai trebui să fie considerate elemente tranziționale, spre deosebire de Cu, Ag și Au care prezintă stări de oxidare în care substratul (n-1)d rămâne cu 8 sau 9 electroni. Elementele tranziționale au un caracter mai slab, care scade odată cu creșterea numărului atomic în grupă. Ele reacționează cu elementele care au valența de la 1+ până la n+, corespunzător numărului de grupă în sistemul periodic, sau chiar cu n+ mai mare decât numărul grupei, cum este cazul pentru elementele din grupa I-a secundară Cu, Ag, Au. Elementele tranziționale prezintă mai multe trepte de valență. Ionii cu valența inferioară manifestă caracter metalic specific subgrupelor. Ionii cu valența superioară formează anioni cu oxigenul, sulful sau halogenii, sau combinații covalente, lichide sau cristalizate cu rețele moleculare și ușor hidrolizate (TiCl3 solid violet, TiCl4 lichid incolor etc).La ionii metalelor tranziționale, electronii pot să sară de pe stratul penultim cu un consum de energie moderat (de ordinul a 50 kcal/atom-gram) și frecvențele de absorbție corespunzătoare se plasează în vizibil. De aceea ionii metalelor tranziționale sunt în general colorați, după cum sunt în general și pragmatici. Metalele tranziționale formează multe combinații coordinative.
NOTA: Numarul ionilor de semn contrar, situati în imediata vecinatatea unui anumit ion, se numeste numar de coordinare (NC).
Metalele tranziționale sunt metale grele (d>5), au un caracter electropozitiv cel mai slab și o mică afinitate pentru oxigen. Adesea se pot pune în libertate din oxizii lor, prin încălzirea cu cărbune, atunci când nu se formează carburi. Oxizii metalelor "nobile" se descompun în metal liber și oxigen prin simpla încălzire.
Mercurul și cuprul se numesc și metale seminobile, deoarece în aer uscat nu se oxidează și suprafața lor rămâne mult timp strălucitoare; metalele nobile propriu-zise ca Au, Ag și Pt rămân întotdeauna strălucitoare, deoarece, practic, nu se unesc direct cu oxigenul. Cuprul și oxigenul încălzite în aer se oxidează destul de ușor. În aer umed se oxidează în timp, chiar și la temperatura ordinară. Oxidul de mercur cedează oxigenul prin încălzire. Oxidul de cupru se reduce foarte ușor cu hidrogen, oxid de carbon sau cu alcool etilic. Până în prezent sunt cunoscute 60 de metale tranziționale. Abundența lor în natură este însă mică – doar aprox. 5% din scoarța pământului este compusă din elemente tranziționale, fierul fiind singurul element tranzițional mai răspândit pe pământ. Majoritatea metalelor tranziționale au însă o abundență sub 0,01%, iar unele dintre ele formează rar zăcăminte, fiind dispersate relativ uniform în scoarța terestră.
OBSERVATIE : Elementele de tranzitie sunt elemente de tip bloc d, in tabelul lui Mendeleev
Elemente de tip bloc d
Blocul d contine metalele tranzitionale care au partial ocupat orbitalii d. Energetic, acesti orbitali sunt asemanatori cu cei situati imediat deasupra lor. Ca urmare a energiei tranzitionale scazute, electronii din orbitalul d pot trece usor pe un nivel energetic mai inalt prin absorbtia de radiatii electromagnetice din domeniul vizibil. Unele dintre elementele cele mai grele din blocul d prezinta o puternica instabilitate nucleara, motiv pentru care nu se gasesc in forma naturala ci trebuie produse numai pe cale sintetica.
Elemente de tip bloc f
Elementele din blocul f sunt lantanidele si actinidele. Acestea au orbitalii 4f sau 5f ocupati partial sau total si uneori au orbitalul 5d sau 6d ocupat pe jumatate. Ca urmare a diferentelor mici intre nivelele energetice din aceasta regiune a tabelului periodic, lantanidele au proprietati asemanatoare.
O contractie pronuntata apare in seria lantanidelor din blocul f. Ca rezultat al acestei contractii, elementele care urmeaza in tabel imediat dupa lantanide au raze atomice si ionice similare cu elementele din grupa situata imediat la stinga lantanidelor. Tendinta generala pentru elementele cu electronegativitate puternic diferita intre ele este de a forma legaturi ionice. Atomii metalelor tind sa formeze cationi (ioni pozitivi) avind o raza ionica mare. Nemetalele tind sa formeze legaturi covalente intre ele.
NOTA: Legătura covalentă este o legătura chimică care presupune punerea în comun a unor perechi de electroni între atomi. Echilibru stabil dintre forțele de atracție și de respingere dintre atomi în timpul schimbului de electroni se numeste legatura covalentă. Pentru multe molecule, punerea în comun a unor electroni permite fiecărui atom să-și formeze o configurație stabilă pe fiecare strat electronic.
Oricare dintre elementele din grupa metalelor tranzitionale, inclusiv lantanidele si actinidele prezinta o mai mare asemanare intre ele decit exista in alte zone ale tabelului periodic. Similitudinea rezulta ca urmare a faptului ca stratul de electroni care este completat de-a lungul unei perioade nu este stratul exterior, astfel incit diferentele din cadrul acestei serii de elemente sunt mai putin evidente ca in alte zone, in care stratul exterior este similar.
O contractie pronuntata apare in seria lantanidelor din blocul f. Ca rezultat al acestei contractii, elementele care urmeaza in tabel imediat dupa lantanide au raze atomice si ionice similare cu elementele din grupa situata imediat la stinga lantanidelor. Tendinta generala pentru elementele cu electronegativitate puternic diferita intre ele este de a forma legaturi ionice. Atomii metalelor tind sa formeze cationi (ioni pozitivi) avind o raza ionica mare. Nemetalele tind sa formeze legaturi covalente intre ele.
Oricare dintre elementele din grupa metalelor tranzitionale, inclusiv lantanidele si actinidele prezinta o mai mare asemanare intre ele decit exista in alte zone ale tabelului periodic. Similitudinea rezulta ca urmare a faptului ca stratul de electroni care este completat de-a lungul unei perioade nu este stratul exterior, astfel incit diferentele din cadrul acestei serii de elemente sunt mai putin evidente ca in alte zone, in care stratul exterior este similar.
Temperaturile de topire,[ 0C], pentru unele metale sunt prezentate în tabelul 4.31.
Viscozitatea dinamică η – evolueaza după o lege exponențială :
unde: η – este viscozitatea dinamică, [Ns/m2 ],
Ev – este energia de activare a viscozității, [J/at. kg].
Valorile Ev și ale viscozității la temperatura de topire sunt date în tabelul 4.31. Variația cu temperatura a viscozității unor metale este dată în fig. 4.81.
Politermele viscozității cinematice, , a – Fe ; b – Mn, Co, Ni, C ; a aliajelor de fier cu 1% (at) de c – Si, Cr, W, Mn, Ni, Co și d – a unor oțeluri
OBSERVATIE :Politermele sunt transformarile care au un numar oarecare de surse de caldura
Politermele vascozitatii cinematice sunt prezentate, in literatura de specialitate, doar pana la temperaturi de maxim 18000C. Din aceasta cauza pentru otelul termitic ( adica pentru temperaturi de minim 23000C), prin extrapolare putem estima ( cu anumite rezerve) valorile vascozitatii cinematice.
Estimarea evolutiei vascozitatii cinematice pana la temperatura de 23000C este prezentata in figura de mai jos. Fig.
Cercetatorii au remarcat pe politerma viscozității fierului un salt al viscozității la temperatura de circa 1640 – 1650 0C. Aici, după o scădere monotonă apare un salt după care viscozitatea scade din nou monoton. Această anomalie nu apare și la celelalte metale de tranziție.
Unele elemente dizolvate în fier modifică temperatura apariției anomaliei viscozității fierului fig. 4.81 c. Un fenomen similar se observă și la oțeluri.
Densitatea ρ – evolueaza liniar cu temperatura (fig. 4.82). Valorile densităților și a Δρ/ΔT sunt date în tabelul 4.31.
Pentru calculul densității fierului pur topit se foloseste relația:
, kg/m310-3
OBSERVATIE : Estimarea, prin extrapolare, a evolutiei politermelor densitatii si ale tensiunii superficiale, pana la temperatura de 23000C, este prezentatat in fig de mai jos. Fig si respectiv in Fig.
Tensiunea superficială, σ – scade monoton cu temperatura (fig.4.83). Valorile pentru σ la temperatura de topire și Δσ/ΔT sunt date în tabelul 4.31.
Rezistivitatea electrică ρ – pentru Fe, Co, Ni, Cr, Mn crește cu temperatura atât în stare solidă cât și în stare lichidă (fig. 4.84).
Valorile rezistivității electrice la temperatura de topire și coeficienții de temperatură Δρ/ΔT sunt prezentate în tabelul 4.31.
Valorile caracteristicilor fizico-chimice ale metalelor de tranziție Tabelul 4.31
La temperatura de topire se observa un salt pozitiv al rezistivității electrice.
Valorile raportului dintre rezistivitățile electrice ale metalului topit și cel solid, în punctul de topire sunt date în tabelul 4.31.
OBSERVATIE : Estimarea, prin extrapolare, a evolutiei politermelor rezistivitatii electrice, pana la temperatura de 23000C, este prezentata in figura de mai sus. Fig
Distanța interatomică, r, și cifra de coordinație, K în stare lichidă în apropiere de punctul de topire, sunt:
– fier, r = 2,55 (0.255) Å(nm); K = 8,8
– cobalt, r = 2,49 (0.249) Å(nm); K = 8,2
– nichel, r = 2,49 (0.249) Å(nm); K = 8,4.
4.4.1.4. Influența diferitelor elemente de aliere asupra proprietăților fierului
În practică fierul pur se utilizează foarte rar. În marea majoritate a cazurilor se utilizează aliaje ale fierului cu diferite elemente (fonte, feroaliaje, oțeluri, aliaje speciale). Influența diferitelor elemente asupra fierului în aliaje binare (Fe+X) este redată în figurile 4.85, 4.86, 4.87, 3.88 și în tabelul 4.32. Coeficienții de variație a tensiunii superficiale a unor elemente în aliajele feroase sunt date în tabelul 4.32. Cele mai tensioactive elemente sunt oxigenul și sulful. In aliajele termitice sulful poate apare doar accidental.
Pentru calculul tensiunii superficiale în sistemele binare se pot folosi relațiile din tabelu 3.43.
Coeficienții de difuziune a unor elemente în aliajele feroase sunt date în tabelul 3.34
.
Coeficienții de variație a tensiunii superficiale a aliajelor feroase
Tabelul 4.32
Relații pentru calculul tensiunii superficiale a aliajelor feroase (mJ/m2) Tabelul 4.3
Coeficienții de difuzie ai unor elemente în aliajele feroase saturate cu carbon la 18830K
Tabelul 4.34
4.4.1.5. Structura aliajelor fierului în stare lichidă.
Aliajele Fe – C.
Conform concepției generale asupra stării lichide a metalelor, unii cercetatori accepta că există o relativa asemănare între structura aliajelor fierului în stare solidă raportata la starea lichidă. Astfel unii autori afirma că fonta și oțelul nealiat prezintă în stare topita trăsăturile structurale ale austenitei. J. Chipman a emis părerea că oțelurile feritice își păstrează în mare măsură caracteristicile structurale și după topire. V.I. Iavoiski consideră că până la 0,2– 0,3% C oțelul lichid are trăsăturile structurale ale soluției solide δ și α, iar pentru 0,2 – 0,3%< [C] < 1,7– 2,0% are trăsăturile soluției solide γ (austenita).
Solubilitatea carbonului în fier , determinată pe baza curbei lichidus post eutectice a diagramei Fe-C, este destul de bine ilustrata de expresia:
După date relativ recente variația entalpiei de dizolvare a carbonului în fier este , adică soluția de carbon în fier nu este ideală.
Coeficientul de activitate al carbonului în aliajele Fe-C poate fi calculat cu expresia:
Aceasta releva o abatere negativă față de legea lui Raoult.
NOTA : Legea lui Raoult este o lege fizică privitoare la presiunea de vapori a unei soluții ideale. Astfel: presiunea de vapori a unui component din soluție e egală cu o fracție din presiunea de vapori a componentului pur.
După unii autori, variația coeficientului de activitate Raoult al carbonului poate fi redată prin expresia:
.
Sub 5% atomice carbon , iar peste 5% atomice carbon (1,05%C) .
Dizolvându-se în fier, carbonul cedează un număr de electroni pentru completarea stratului 3d de electroni ai atomilor de fier. Deci solubilitatea carbonului depinde de gradul în care electronii săi sunt asimilabili de către atomii metalici. De aceea, prezența în aliajele fierului cu carbonul a unor elemente, ca Mn, Cr, V, Ti etc, la care numărul de electroni în substraturile exterioare (de exemplu 3d) este mai mic decât la fier, favorizează dizolvarea carbonului, deci mărește solubilitatea acestuia, deoarece pot prelua un număr de electroni ai carbonului. Dimpotrivă, alte elemente, cum ar fi Co, Ni, Cu etc. care au în substratul 3d un număr mai mare de electroni decât fierul, micșorează solubilitatea carbonului în fier (tabelul 4.35 și fig. 4.89).
O serie de lucrări experimentale conduc la concluzia că aliajele Fe-C în stare lichidă prezintă într-adevăr unele modificări structurale la circa 0,2 – 0,35% C și la circa 2% C. Astfel, viscozitatea aliajelor Fe-C prezintă un minim la la 0,15-0,20% C și un maxim la 0,3 – 0,4% C [56]. Punctele caracteristice de la 0,15 – 0,20% C și 0,3 – 0,4% C indică o modalitate a ordinei apropiate în structura acestor aliaje. Concluzia de mai sus este confirmată de lucrări privind determinarea altor proprietăți ale aliajelor Fe-C într-un interval de temperatură. Izotermele obținute sunt prezentate în fig. 4.90.
Se observă că și izotermele altor proprietăți ale acestor aliaje prezintă două inflexiuni clare: una la 0,15 – 0,20% C, iar alta la 0,3 – 0,4% C.
Rezultatele experimentale din fig. 4.90 și 4.91 sunt explicate prin prisma structurii microneomogene a topiturilor metalice. Ei presupun că la topire în fierul lichid se păstrează o cvasistructură de tip c.v.c. Procesul de trecere de la structura c.v.c. la structura c.f.c. se închei, se pare, la circa 0,3 – 0,5% C.
Comparația între izotermele proprietăților și diagrama Fe-C arată că minimul izotermelor ρ, σ și corespunde punctului J ( 0,17% C) de pe diagrama Fe-C, iar minimul izotermei este apropiat de punctul H (0,09% C).
Influența unor elemente de aliere asupra solubilității carbonului în fier Tabelul 4.35
După unii autori aliajele Fe-C cu peste 2% C au o structură coloidală.
In sistemele Fe-C-O interacțiunea atomică este și mai complexă, ceea ce face variația proprietăților funcție de compoziție să aibă un caracter complicat. Astfel, viscozitatea cinematică la 1600 0C poate fi calculată cu relația, [80]:
Din analiza relației de mai sus rezultă că influența carbonului asupra viscozității depinde și de conținutul de oxigen și invers. Astfel, la un conținut de oxigen de 0,001% pe izoterma viscozității se observă un minim la 0,6 – 0,7% C, iar la 0,0003 – 0,0006% O, un minim la 0,3 – 0,4% C.
În topiturile cu mai puțin de 0,2% C creșterea conținutului de oxigen conduce la scăderea viscozității, la 2% C oxigenul nu influențează practic viscozitatea în timp ce la 025 – 0,7% C creșterea concentrației de oxigen determină creșterea viscozității aliajului.
De reținut că și în aceste topituri se evidențiază concentrațiile „critice” de 0,2% C și 0,3 – 0,4% C, menționate și în analizarea structurii aliajelor Fe-C.
Aliajele fierului cu siliciu
În ultima perioadă, au fost obținute o serie de date experimentale care conduc la ipoteza că în aliajele Fe-Si în stare lichidă siliciul formează cu fierul grupări cvasimoleculare de tipul FeSi, în interiorul cărora un loc important îl ocupă legăturile covalente. Astfel, căldura de dizolvare a siliciului în fier variază funcție de conținutul de siliciu și atinge valoarea maximă de 110330 J/at.g Si la 33% Si (fig. 4.92). Tot în această figură sunt prezentate și alte curbe (linia lichidus, tensiunea superficială și interfazică, forța electromotoare și solubilitatea hidrogenului) care atestă ipoteza de mai sus. Aceeași concluzie rezultă și analiza izotermelor viscozității aliajelor Fe-Si prezentate în fig. 4.93. În toate cazurile, punctele caracteristice se află la un conținut de 33% Si.
Datorită interacțiunii fier-siliciu, soluțiile lichide Fe-Si înregistrează o abatere negativă față de legea lui Raoult. La concentrații mici de siliciu, aceste aliaje se comportă ca soluții foarte diluate. Până la 5-6% Si pentru coeficientul de activitate la 1600 0C se recomandă valoarea , care concordă în bună măsură cu alte date experimentale (fig. 4.94).
Aliajele fierului cu manganul, nichelul, cobaltul, cromul și molibdenul.
Fierul formează cu aceste metale soluții lichide de substituție, care sunt foarte apropiate de cele ideale. Variația activității unora dintre aceste metale în funcție de concentrație este redată în figurile 4.95, 4.96, 4.97.
Se observă că topiturile fier-mangan și fier-crom au o ușoară abatere pozitivă față de legea lui Raoult, în timp ce topiturile fier-nichel și fier-crom abaterea este negativă. Topiturile fier-cobalt și fier-molibden se comportă practic ca soluții ideale, activitatea lor fiind deci aproape egală cu fracția molară.
Viscozitatea. Pe politermele viscozității aliajelor Fe-Ni a fost observată o anomalie analogă celei constatate le fier. La temperatura de 1650 – 1750 0C are loc creșterea bruscă a viscozității cu creșterea temperaturii (fig. 4.98). Dacă temperatura de încălzire este mai mică decât temperatura anomaliei menționate, pe politerma viscozității apare fenomenul de histerezis. La temperaturi mari de încălzire, histerezisul nu apare. Se poate spune că aceste aliaje au două tipuri de structuri funcție de temperatură: o structură de „temperatură joasă” și una de „temperatură înaltă”, fapt confirmat și de studiul viscozității și al altor proprietăți.
Pe izoterme se observă o abatere de la alura monotonă a viscozității la conținutul de nichel de 2 – 5% (fig. 4.99) care se explică prin formarea unor compuși complecși de fier și nichel, caracterizați prin legături puternice în interior și legături slabe cu exteriorul și viscozitatea scade. Pe măsură ce concentrația de nichel crește grupările Fe-Ni încep să interacționeze între ele, adică topitura trece dintr-un sistem microneomoge in unul omogen, în care nu sunt atomi de compoziții și structuri diferite care să interacționeze diferit cu particuleledin jur.
Oxigenul în fierul lichid
Există mai multe ipoteze legate de forma în care oxigenul se gasete în fierul topit și în aliajele Fe-O. Una dintre ele susține că oxigenul formează cu fierul molecule saturate, de forma FeO sau FenO, unde nu poate fi mai mare decât unu, dar niciodată mai mic. In favoarea acestei ipoteze s-au o serie de argumente cum ar fi: valoarea mare a efectului termic (), energia de rețea a FeO (964 eV) care este mai mare decât la numeroși alți oxizi, considerați ca fiind stabili (829,9 eV pentru CaO), viteza relativ mică de difuziune a oxigenului în fierul topit, care s-ar putea explica prin raza mare a particulei care difuzează.
Oxigenul este un element cu foarte mare activitate la suprafață în fierul topit. Stratul superficial se saturează cu oxigen la un conținut de numai 0,08% [O] (fig. 4. 102).
Calculele efectuate pe baza adsorbției maxime de oxigen au arătat că în stratul superficial fiecărui atom de oxigen îi corespunde o arie de 7,6 – 9,7 Å2 în stratul de adsorbție, care este foarte apropiată de aria suprafeței celulei de FeO în planul de densitate maximă a atomilor (8.1 Å2), de unde și concluzia că stratul superficial adsoarbe molecule de FeO.
Soluția de oxigen nu este ideală, ci prezintă abateri pozitive de la legea lui Raoult și ajunge repede la saturație. Activitatea oxigenului în fier atinge valoarea maximă la un conținut redus de oxigen și apoi s menține la acea valoare. Variația coeficientului de activitate al oxigenului cu concentrația poate fi redată prin relația:
Influența carbonului asupra coeficientului de activitate al oxigenului este redată de relația:
deci carbonul micșorează coeficientul de activitate al oxigenului dizolvat în fier.
Hidrogenul și azotul
Forma în care aceste gaze se află în fierul topit nu a fost elucidată până în prezent, existând următoarele ipoteze: formează hidruri respectiv nitruri, se dizolvă sub formă atomică sau de ioni. Datele experimentale existente permit concluzia că în fierul lichid pur, hidrogenul și azotul se află sub formă elementară (atomi și ioni). Ca și carbonul, hidrogenul și azotul pot ceda la dizolvare electronii exteriori în fondul comun de electroni care caracterizează legătura metalică, trecând sub formă de ioni. Prezența ionilor H+ a fost pusă în evidență prin electroliză, când hidrogenul s-a degajat la catod.
Formarea de hidruri și mai ales de nitruri este posibilă în cazul când fierul conține și alte elemente cu mare afinitate față de aceste gaze (V, Nb, Cr, Ta etc.
Influența diferitelor elemente asupra solubilității hidrogenului și azotului în fier sau în aliajele acestuia sunt prezentate în fig. 4.103.
CRISTALIZAREA TOPITURILOR METALICE
Starea lichida a metalelor este o stare in care atomii au o distributie ordonata pe distante mici denumita ordine la distanta mica sau ordonare apropiata. Atomii nu sunt ficsi in pozitii de echilibru si datorita agitatiei termice, efectueaza oscilatii in jurul pozitiilor de echilibru ceea ce le permite ca dupa doua trei oscilatii sa treaca in pozitii noi. Ordinea apropiata este de tip local, schimbandu-se in timp.
Structura lichidelor ( topiturilor) pleaca de la acceptiunea ca indiferent de proprietatile pe care le-au avut in stare solida cele doua metale, proprietatile topiturilor lor sunt asemanatoare si mai dependente de de imperfectiunile structurale decat de natura fortelor de legatura
Daca acceptam topitura ca fiind suma tuturor atomilor si moleculor ce oscileaza cu energia medie F = 3/2KT si cu frecventa medie n, trecerea din stare lichida in stare solida se va face cu aparitia caldurii de cristalizare (L) si micsorarea energiei libere a sistemului F. La temperaturi mai mici decat o temperatura critica se micsoreaza energia libera si se formeaza grupari stabile de atomi cu orientare identica cu a solidului topit.
Proprietatile care nu depind de ordinea apropiata din structura materialului topit se modifica putin la schimbarea starii de agregare, dar se modifica semnificativ doua proprietati: 1. Capacitatea de deformare. Capacitatea de deformare in lichide se exprima prin fluiditatate. Fluiditatea reprezinta abilitatea substantei lichide de a lua forma recipientului. Ea este determinata de viteza de deformare a corpului lichid sub actiunea unei forte statice de forfecare.
2. Difuzivitatea. Difuzivitatea reprezinta viteza cu care atomii se pot deplasa prin miscare spontana dezordonata. Difuzivitatea este mult mai mare in topituri decat in corpurile aflate in stare solida.
Cristalizarea topiturii este un fenomen complex care implica procese de transfer de masa si energie (transfer termic). Acestea sunt influentate nu numai de caldura de cristalizare, ci si de gradientul termic creat in topituri prin contactul acestora, la exterior, cu peretii reci ai formei de turnare. Transferul de masa se realizeaza atat prin convectie, cat si prin difuzie.
3.3.0.1 – Cristalizare primara. Grad de subracire
Solidificarea topiturilor metalice duce la formarea cristalelor si din aceasta cauza solidificarea se mai numeste si cristalizare primara.
Cristalizarea primara se studiaza cu ajutorul curbelor de racire / incalzire, prezentate mau jos.
Unde : T – temperatura ideala de solidificare a metalului, la racire ;
Tr – temperastura reala de racire a metalului ;
Tt – temperatura de topire
Δt – grad de subracire = T-Tr
La racire solidificarea se face cu un histerezis termic, la o temperatura Tr, mai mica dacat temperatura ideala de racire T. Fenomenul se numeste subracire.
3.3.0.2 – Termodinamica solidificarii
Starea unui sistem format dintr-un numar mare de atomi este caracterizata cu ajutorul energiei libere Helmholtz definita cu relatia:
F = U – T S ,In care :
U este energia interna a si sistemului,
T – temperatura absoluta,
S – entropia sistemului = energia unui sitem termodinamic care nu poate efectua un lucru mecanic ( energie potentiala ?);
Din punct de vedere termodinamic starea cea mai stabila a unui sistem este starea cu cea mai mica energie libera. Ca urmare, orice transformare care se desfasoara spontan este posibila daca starea care rezulta din transformare are o energie libera mai mica decat starea initiala. Cu alte cuvinte diferenta dintre energiile lor libere se constituie in forta motrice a transformarii.
Considerand un sistem, prezentat in fig. de mai jos, alcatuit din doua faze lichid si solid si notand cu Fs si Fl energiile lor libere, se constata ca la cresterea temperaturii ambele energii scad, dar mai rapid scad
Rezulta ca exista numai o temperatura la care faza solida se afla in echilibru ce cea lichida Ts; la aceasta temperatura energiile libere ale celor doua faze sunt egale. Pentru ca solidificarea sa se produca este necesar ca temperatura sa scada sub Ts, deci sa fie subracita topitura, astfel incit sa apara o diferenta F=Fl -Fs care reprezinta forta motrice a transformarii. La solidificare energia interna a sistemului scade cu o cantitate denumita caldura latenta de solidificare F este dependenta de gradul de subracire T / Ts si de caldura latenta de solidificare Qs:
F=Qs T / Ts.
Cu cat gradul de subracire termica este mai mare cu atat F este mai mare. Pentru solidificare este necesar ca Fs < Fl, dar si in acest caz solidificarea nu incepe de la sine, ci este necesara activarea procesului. In topituri, pozitiile de echilibru ale atomilor sunt caracterizate prin energii minime ca si in solide. Variatia energiei de interactiune dintre atomii topiturii in functie de distanta dintre ei este o curba cu un mininim energetic.
NOTA : O curba asemanatoare caracterizeaza si starea solida.
Variatia energiei U cu distanta X intr-un corp se reprezinta printr-o curba cu doua minime, primul corespunzator starii solide, al doilea starii lichide ca in figura de mai jos, unde se vede variatia energiei de interactiune U cu distanta interatomica X.
Sunt prezentate trei cazuri : a).Tr < Ts; b).Tr = Ts; c). Tr > Ts
Detalierea celor 3 cazuri este facuta mai jos.
a- La Ts > Tr minimul energetic este Us ceea ce arata ca starea de echilibru (materialul este subracit) este cea solida.
b- La Ts=Tr, minimele fiind egale, sistemul este metastabil putand oricand sa treaca in stare solida. sau lichida.
C- La Ts < Tl lichidul fiind supraincalzit este mai stabil in stare lichida.
Solidificarea se va produce in primul caz cand materialul este subracit si cand atomii topiturii primesc o energie egala cu Uas pentru a putea depasi bariera de potential dintre cele doua minime. Acest proces se numeste activare, iar Qas energie de activare pentru solidificare. Activarea se face pe seama fluctuatiilor de energie termica.
Un model simplificat presupune ca metalul solid este despartit de cel lichid printr-o interfata S/L ce se deplaseaza in topitura sub influenta unui gradient de temperatura normal la interfata.
Deplasarea interfetei este consecinta a doua miscari atomice: simultan un numar de atomi trec prin interfata din topitura in solid determinand viteza de solidificare vs si un alt numar de atomi trec prin interfata din solid in lichid determinand viteza de topire vt. Viteza efectiva de solidificare va fi diferenta dintre cele doua viteze : ves = vs – vt si este functie de gradul de subracire, variatia fiind prezentata in fig. de mai jos.
Un alt factor de care depinde viteza de solidificare este sansa ca un atom trecand prin interfata S/L sa gaseasca in noua faza un loc in care el sa se aseze convenabil din punct de vedere energetic; factorul se numeste de “acomodare”si este dependent de reteaua cristalina a solidului in formare.
3.3.0.3 – MECANISMUL SOLIDIFICARII
Variatiile de temperatura din microvolume de topitura fac posibila aparitia unor grupari de atomi cu o simetrie intermediara care se constituie in nuclee de cristalizare. Exiata doua etape in procesul de cristalizare: nucleerea (sau germinarea) si cresterea germenilor.
1. Nucleerea ( germinarea)
Pentru fiecare topitura, in functie de conditiile termofizice specifice ei ( temperatura de topire, gradul de subracire, caldura de cristalizare, viteza de difuzie ,viteza de solidificare, etc) va exista un potential de nucleere care poate regla procesul solidificarii. Se admite ipoteza ca germenii sunt formatiuni care isi schimba orientarea spatiala in zonele cu subracire maxima. Se admite ca subracirea este fenomenul care caracterizeaza masura abaterii temperaturii de inceput de solidificare fata de temperatura de echilibru. Topitura este consdiderata ca o stare suprasaturata de germeni de solidificare, care apar datorita actiunii tensiunilor superficiale, prin intermediul subracirii T.
Tensiunea superficiala a fost definita de Gibbs. El a propus echivalarea unui sistem compus din doua faze in contact ( topitura si cristale), cu un sistem alcatuit din doua faze omogene si o faza intermediara denumita strat superficial caracterizat prin energie libera si entropie. Gibbs admite ca variatiei suprafetei dA induce o variatie a energiei libere dF la interfata dintre faze..
Tensiunea superficiala se determina cu relatia:
dF = – S dT + ( F / A) dA + Σ µi dni,
in care:
F, – este energia libera,
S – este entropia;
A – suprafata de separatie;
ni -numarul de moli ai componentului la suprafata A,
µi – numarul total de moli.
Tensiunea superficiala este σ = F / A, atunci cand T = ct si nu se iau in considerare numarul de moli la suprafata
Pentru ca germenii formati sa fie viabili trebuie sa aiba o raza minima care trebuie sa depaseasca o valoare critica rc. Aceasta este dependenta de energia libera totala Φc.
Energia libera totala are doua componente : energia libera F, necesara formarii unitatii volumice de faza solida V si energia necesara formarii interfetei S/L si se exprima cu relatia urmatoare
ΔΦ = – V F + A σ
Variatia energiei totale libere, la formarea germenilor, este prezentata mai jos (Fig. )
Daca admitem ca germenii aparuti sunt sferici, variatia energiei libere totale se defineste cu relatia:
ΔΦ = – 4/3 πr3 ni F + 4 π r2ni σ
Raza critica se determina din conditia de nul a derivatei energiei totale in raport cu raza:
Reprezentand grafic variatia energiei totale functie de marimea razei critice a germenilor se observa ca la valori mici ale razei, energia totala creste, iar la valori mari scade, curba de variatie prezentand un maxim ca in figura de mai jos. Fig.
Fig. – Determinarea razei critice a germenilor si reprezentarea influentei temperaturii
Inlocuind in expresia energiei totale libere, rezulta ΔΦ = 1/3 A σ ceea ce inseamna ca la formarea germenilor se asigura numai 2/3 din energia necesara formarii germenilor de faza noua, restul de 1/3 fiind asigurata prin variatiile de energie.
Daca se inlocuieste in relatia razei critice expresia energiei F se obtine
rc = 2 σ Ts / Qs T, deci raza critica este invers proportionala cu gradul de subracire; cu cat acesta va fi mai mare cu atat raza critica va fi mai mica, germenii avand raza critica mare devenind viabili ca in figura de mai jos. Fig.
Fig. – Variatia razei critice cu gradul de subracire prin intermediul variatiei energiei (T1<T2<T3)
Se poate realiza o activare a nucleerii prin introducerea in topitura a germenilor avand alta natura, denumiti eterogeni si care indeplinesc o conditie de corespondenta structurala Φ cu topitura.
NOTA : Germinarea eterogena se poate initia si-n conditiile in care exista o interfata S/L, de exemplu topitura-peretele cristalizorului pe care se adsorb atomii straini, avand loc o scadere a tensiunii superficiale active. Cand unghiul Ө = 0 0 particula este perfect udata de topitura (temperatura de topire este mai mare decat cea a topiturii).
Fig. Distributia tensiunilor superficiale la germinarea eterogena
Pentru ca germinarea heterogena sa fie posibila este necesar sa fie satisfacuta relatia:
σS G = σS L – σL G cos θ
Viteza de germinare va fi mai mare decat la germinarea omogena, chiar la grade de subracire mai mici. Particulele introduse pentru activarea germinarii pot fi propriu-zis active si conditionate de corespondenta structurala si dimensionala a retelelor cristaline ,germinarea facandu-se pe suprafete preexistente sau pot fi activizabile , cand se vor constitui in centrii de cristalizare prin patrunderea in porii metalului cristalizat, care prin efect de capilaritate creste tensiunea superficiala devenind astfel centrii de germinare ( nucleere) si mai activi.
2. Cresterea germenilor. A doua etapa a cristalizarii se produce ca rezultat al trecerii atomilor din lichidul subracit in nucleele cristaline recent aparute. In functie de temperatura de cristalizare si natura materialului, depunerea atomilor se face diferit :
prin mecanismul natural de adaugare anarhica a atomilor pe intreaga suprafata rugoasa de separatie germene /topitura ,
dupa mecanismul normal cand structura ordinii apropiate a topiturii este relativ identica cu a solidului,
prin mecanismul dislocational constand din adaugarea atomilor pe treptele formate de dislocatiile elicoidale.
Atasarea atomilor poate fi asimilata cu o germinare bidimensionala, depunerea lor facandu-se in conditiile existentei unor suprafete pe care sa se faca reduceri ale energiei libere. Cresterea germenelui (considerat sferic) de raza r cu dr este conditionata de aportul unei energii suplimentare necesara formarii suprafetei interfazice cu o valoare mai mare necesara invingerii tensiunii superficiale σ ca in figura urmatoare
a b
c
d e
Fazele de crestere ale germenului sferic – a, b, c, d, e
Daca notam cu dP presiunea necesara trecerii germenului lui prin interfata S/L este clar ca presiunea este mare atunci cand fortele de legatura interatomica a atomilor din germenii bidimensionali (denumiti si grupari sibotoxice) depasesc tensiunea superficiala a lichidului . Presiunea este functie de gradul de subracire, conform relatiei:
P = T QS / T V
in care:
Qs este caldura latenta de solidificare ;
T este temperatura topiturii,
V – volumul germenelui bidimensional.
Cristalizarea este caracterizata de doi parametri denumiti viteza de nucleere- vn si viteza de crestere – vc. Axeste viteze sunt functie de gradul de subracire si de temperatura de solidificare. Variatia lor grafica este prezentata in figura de mai jos.Fig.
Fig.
Notand cu N numarul de cristale aparute in unitatea de volum se stabileste o interdependenta a acesteia, fata de viteza de nucleere si de crestere:
N = (vn / vc ) 3/4
Forma cristalelor depinde de viteza lor de crestere urmarindu-se realizarea conditiei de echilibru termodinamic intre cresterea cu viteza maxima, pe fata cu cea mai mare tensiune superficiala si cea mai mica densitate de atomi.
La cresterea libera se micsoreaza treptat fetele de densitate mica si se vor dezvolta cele cu densitate atomica mare prin aparitia dendritelor.
Axa principala a dendritelor se formeaza datorita denivelarilor interfetei S/L care avand varful in lichidul subracit va creste mai rapid. La randul ei la interfata axa principala /lichid, prin eliberarea caldurii latente de solidificare Qs, apare un gradient de temperatura perpendicular pe axa si deci vor creste mai rapid denivelarile de pe aceasta interfata formand axe de ordin superior.
3.3.0.4 – SOLIDIFICAREA ALIAJELOR
Aliajele se solidifica diferit comparativ cu metalele . Prin solidificare aliajele conduc la obtinerea unui solid cu alte concentratii decat a topiturii din care provin.
3.3.0.4.1 – Solidificarea aliajelor de tip solutii solide
Se defineste coeficientul efectiv de repartitie K0 ca fiind raportul intre cantitatea de atomi dizolvati in solid si lichid:
K o CS 100 ,
C l
unde:
CS este cantitatea de atomi B in solid; Cl – cantitatea de atomi B in lichid ;
Exista doua cazuri dupa cum dizolvatul este mai usor, sau mai greu fuzibil ca dizolvantul.
1) K0 < 1, Cs < Co lichidul fiind mai bogat in atomi de dizolvat.
Aliajul de concentratie Co isi incepe solidificarea la temperatura To. Concentratia in atomi de B a solidului poate fi determinata cu ajutorul lui Ko astfel:
Cs = KoCl, unde Cl = Co.
2) Ko > 1, Cs > Co solidul fiind mai bogat in atomi de B.
Aliajul de concentratie Co isi incepe solidificarea la temperatura To. Concentratia solidului in atomi de dizolvat va fi
Cs = KoCl, unde Cl = Co.
Se observa ca functie de temperatura de topire a dizolvatului, concentratia solidului in atomi de dizolvat variaza la interfata S/L avand loc o rejectie sau o imbogatire a solidului in component B. Stratul adiacent interfetei S/L in care se produc modificari compozitionale in atomi de B se va numi strat limita de grosime δ. Pentru cele doua cazuri se va produce o variatie a pozitiei liniei lichidus, care va antrena o variatie a acestei curbe ca in figura de mai jos.Fig.
Fig.
Considerand ca temperatura in faza lichida este functie de distanta de la interfata S/L variind liniar si ca gradientul de temperatura este pozitiv (notat G) se poate afla temperatura reala in stratul de difuzie δ. La interfata S/L distanta x =0, iar temperatura va fi Ti, o functie de temperatura To si panta curbei lichidus m.
Daca : C0
K0 =–– .100
Cl
Ti = To – C o/Ko,
de unde temperatura in stratul de difuzie va fi:
T = Ti + Gx
T = To – mCo / Ko + Gx
Relatia de mai sus sugereaza ca temperatura in stratul δ este mai mica decat temperatura Tl a liniei lichidus si deci aliajul este subracit, ca in figura 5.12. Temperatura reala a lichidului din stratul δ a primit denumirea de subracire compozitionala, notata TSRC. Ea se poate calcula ca diferenta dintre temperatura lichidus si temperatura interfetei.
TSRC = Tl – Ti = Tl – To + m Co / Ko – Gx,
fiind functie de concentratia initiala si panta curbei lichidus. Marimea ei este factorul determinant la solidificarea aliajelor
Fig. Subracirea compozitionala
3.3.0.4.2 – SOLIDIFICAREA ALIAJELOR DE TIP EUTECTIC
In cazul solidificarii aliajelor de tip eutectic, din faza lichida trebuie sa apara simultan doua faze solide cu compozitie chimica diferita una de alta si diferita de a topiturii din care provin. Din punct de vedere metalografic se poate face o clasificare a structurilor eutectice dupa doua criterii:
1. Dupa habitusul (infatisarea) cristalin pe care l-ar prezenta fazele eutecticului daca fiecare cristalizeaza separat;
2. Dupa forma si distributia particulelor.
Dupa primul criteriu, se cunosc eutectice in care ambele faze prezinta habitus alotriomorf ( cristale care nu au o forma proprie ci o iau pe cea a vasului in care se afla), denumite eutectice normale, iar dupa al doilea eutectice in care ambele faze prezinta habitus idiomorf ( aspect cu fete regulate) sau una idiomorf si una alotriomorf, Dupa al doilea criteriu, eutecticele pot fi: lamelare, fibroase, globulare sau aciculare.
La solidificarea eutecticelor subracirea poate fi micsorata de segregatia componentului de aliere, stimulandu-se cresterea germenilor la interfata; solidificarea incepe in acele locuri ale interfetei unde subracirea efectiva la suprafata este mai mare. Fazele eutecticului germineaza aproape simultan si cresc competitiv. Desi germinarea fazelor este aproape simultana exista o faza care germineaza prima denumita faza conducatoare.
Considerand un aliaj binar AB ce contine eutecticul format din faza α si β, daca faza conducatoare este α primul germene va fi de faza α mai bogat in component A, ceea ce duce la rejectia in topitura a atomilor de B. Se creeaza prin acumulari in fata frontului de cristalizare, conditiile formarii fazei β, care se poate forma pe un germene de α sau in topitura.
In primul caz incepe efectiv cresterea prin dezvoltarea competitiva a celor doi germeni si formarea in aceleasi conditii de noi germeni. In cel de al doilea caz, este necesara germinarea fazei β pe faza α cand cresterea eutectica incepe de la acest nucleu. Dupa germinare, incepe cresterea competitiva a fazelor, viteza de crestere fiind determinata de concentratia in solvent realizata prin rejectie in fata frontului de solidificare si de conductibilitatea termica.
3.3.0.4.3 – CONSECINTELE SOLIDIFICARII
3.3.0.4.3.1 – MACROSTRUCTURA PRODUSELOR SOLIDIFICATE
In functie de natura materialului de baza si a elementelor de aliere, de geometria si marimea formei de turnare, de temperatura si tehnica de turnare, se pot obtine in mod curent macrostucturi alcatuite din trei zone cristaline ca in figura urmatoare, a caror aparitie se explica astfel: cand topitura este turnata in lingotiere, deoarece peretii lingotierei sunt reci, stratul de lichid care vine in contact cu peretii se raceste rapid, temperatura topiturii scazand repede pe o distanta nu prea mare de la peretii lingotierei, sub temperatura de solidificare de echilibru Ts.
In acest fel in imediata apropiere a peretilor lingotierei, rezulta o subracire T foarte mare ceea ce determina o viteza de germinare vn mare, deci apar cristale multe orientate la intamplare echiaxe. In zona cristalelor columnare, temperatura topiturii a crescut apropiindu-se de temperatura Ts.
Ca urmare, viteza de germinare vn scade putin, astfel incat rolul vitezei de crestere vc devine preponderent. Datorita degajarii caldurii latente de solidificare, in fata frontului de cristalizare apare un gradient de temperatura negativ, ceea ce determina cresterea sa se produca cu viteze mari in directii perpendiculare pe peretii lingotierei.
La metalele pure aceste cristale columnare ajung pana in centrul lingoului. Zona a treia se formeaza numai in cazul aliajelor, iar mecanismul formarii ei nu este pe deplin elucidat. Una dintre ipoteze prevede formarea lor pe atomii de impuritati ce se aglomereaza in centrul lingoului sau utilizarii germenilor formati la perete, care se desprind de acesta si migreaza datorita curentilor de convectie, inaintea formarii primului strat.
DEFECTE LA SOLIDIFICARE
Sunt fie de tip geometric, fie de natura chimica. Din prima categorie fac parte retasura, porozitatile si suflurile, din cea dea doua, segregatiile.
Cavitatea de retasura, reprezinta golul de contractie ce apare atunci cand turnarea se face fara plan bazal. Ea poate fi deschisa, inchisa sau combinata sau poate fi concentrata sau dispersa ca in figura urmatoare.
Micsorarea sau indepartarea totala se poate realiza micsorand mult viteza de solidificare a procesului, fie prin utilizarea de maselotelor.
Porozitatile, sunt mici cavitati de retasura vizibile cu ochiul liber sau cu microscopul (microporozitati).
Suflurile, sunt bule de gaze inchise in materialul solidificat avand forme regulate sferice spre deosebire de porozitati care sunt neregulate. Gazele se concentreaza in fata frontului de cristalizare, sufera fenomenul coalescenta, iar daca viteza de deplasare a acestuia este prea mare nu se vor putea desprinde de interfata S/L ele ramanand in materialul solidificat.
Segregatiile, reprezinta fenomene de imbogatiri locale in anumite elemente chimice sau impuritati. Ele se formeaza la solidificare, dar si la incalzirea in stare solida a aliajelor. Sunt determinate de solubilitatea diferita a unor elemente in faza lichida si solida, aparand ca rezultat al rejectie si redistribuirii prin difuzie si curenti de convectie. Segregatiile macroscopice pot fi segregatii dupa densitate, segregatie zonala si segregatie inversa. Segregatia dupa densitate este determinata de diferenta dintre cristalele primare si restul topiturii; cea normala se produce prin respingerea in topitura de catre frontul de cristalizare a elementelor cu Ko>1; segregatia inversa se produce atunci cand crusta exterioara solidificata exercita presiuni asupra topiturii bogata in impuritati, astfel incat aceasta se deplaseaza inspre exterior, miezul ramanand mai sarac in elemente de aliere si impuritati.
Prezenta incluziunilor nemetalice influenteaza atat proprietatile tehnologice ale otelului cat si proprietatile sale de utilizare.
Proprietatile tehnologice ale otelului (rezistenta la deformare, plasticitatea, comportarea la tratament termic) sunt influentate de prezenta incluziunilor nemetalice, prin comportarea acestora in timpul procesului de prelucrare si prin solubilitatea lor in austenita. Incluziunile de sulfuri (MnS, FeS) au caracter metalic si sunt relativ moi si plastice; incluziunile de oxizi (in special SiO2 si Al2O3), precum si incluziunile de silicati (2FeO · SiO2 , 3Al2O3 · 2SiO2) si spineli (FeO · Al2O3) au caracter nemetalic si sunt dure si fragile.
Proprietatile de utilizare a otelurilor sunt influentate defavorabil de prezenta incluziunilor nemetalice, deoarece incluziunile intrerup continuitatea masei metalice si actioneaza ca niste crestaturi interioare. Solicitarile mecanice nu sunt transmise decat in mica masura prin incluziunile nemetalice, deoarece rezistenta mecanica proprie incluziunilor este foarte redusa si legatura lor cu masa metalica este aproape inexistenta. Incluziunile nemetalice pot servi ca amorse de rupere la oboseala, pot provoca rupturi fibroase (cand sunt distribuite in siruri) sau rupturi in terasa (cand sunt distribuite in placi cum este cazul incluziunilor exogene). Din aceste motive pretentiile la puritatea fizica a otelurilor sunt deosebit de mari, mai ales in aplicatiile in care intervin solicitari dinamice si alternante importante.
– CRISTALIZAREA TOPITURILOR METALICE
Starea lichida a metalelor este o stare in care atomii au o distributie ordonata pe distante mici denumita ordine la distanta mica sau ordonare apropiata. Atomii nu sunt ficsi in pozitii de echilibru si datorita agitatiei termice, efectueaza oscilatii in jurul pozitiilor de echilibru ceea ce le permite ca dupa doua trei oscilatii sa treaca in pozitii noi. Ordinea apropiata este de tip local, schimbandu-se in timp.
Structura lichidelor ( topiturilor) pleaca de la acceptiunea ca indiferent de proprietatile pe care le-au avut in stare solida cele doua metale, proprietatile topiturilor lor sunt asemanatoare si mai dependente de de imperfectiunile structurale decat de natura fortelor de legatura
Daca acceptam topitura ca fiind suma tuturor atomilor si moleculor ce oscileaza cu energia medie F = 3/2KT si cu frecventa medie n, trecerea din stare lichida in stare solida se va face cu aparitia caldurii de cristalizare (L) si micsorarea energiei libere a sistemului F. La temperaturi mai mici decat o temperatura critica se micsoreaza energia libera si se formeaza grupari stabile de atomi cu orientare identica cu a solidului topit.
Proprietatile care nu depind de ordinea apropiata din structura materialului topit se modifica putin la schimbarea starii de agregare, dar se modifica semnificativ doua proprietati: 1. Capacitatea de deformare. Capacitatea de deformare in lichide se exprima prin fluiditatate. Fluiditatea reprezinta abilitatea substantei lichide de a lua forma recipientului. Ea este determinata de viteza de deformare a corpului lichid sub actiunea unei forte statice de forfecare.
2. Difuzivitatea. Difuzivitatea reprezinta viteza cu care atomii se pot deplasa prin miscare spontana dezordonata. Difuzivitatea este mult mai mare in topituri decat in corpurile aflate in stare solida.
Cristalizarea topiturii este un fenomen complex care implica procese de transfer de masa si energie (transfer termic). Acestea sunt influentate nu numai de caldura de cristalizare, ci si de gradientul termic creat in topituri prin contactul acestora, la exterior, cu peretii reci ai formei de turnare. Transferul de masa se realizeaza atat prin convectie, cat si prin difuzie.
3.3.0.1 – Cristalizare primara. Grad de subracire
Solidificarea topiturilor metalice duce la formarea cristalelor si din aceasta cauza solidificarea se mai numeste si cristalizare primara.
Cristalizarea primara se studiaza cu ajutorul curbelor de racire / incalzire, prezentate mau jos.
Unde : T – temperatura ideala de solidificare a metalului, la racire ;
Tr – temperastura reala de racire a metalului ;
Tt – temperatura de topire
Δt – grad de subracire = T-Tr
La racire solidificarea se face cu un histerezis termic, la o temperatura Tr, mai mica dacat temperatura ideala de racire T. Fenomenul se numeste subracire.
Racirea aliajelor turnate
Contractia liniara la racirea aliajelor turnate
Contractia la solidificare a aliajelor turnate poate genera tensiuni interne.
Obtinerea de piese turnate necesita, pentru aliajul topit, anumite proprietati tehnologice:
TURNABILITATEA – Proprietatea unui aliaj topit de a umple complet toate golurile formei si de a genera o piesa fara defecte. Turnabilitatea este influentata de: frecarea interna, de contractia volumica si de solidificare, de coeficientul de contractie liniara.
Daca To, si Lo reprezinta temperatura, respectiv lungimea unei piese la temperatura
mediului ambiant si Ts, respectiv Ls reprezinta temperatura si lungimea aceleiasi piese la solidificare, atunci Lo< Ls.
Relatia dintre ele este: Ls = Lo [ 1+α1(Ts – To)], [mm] (1)
Unde: α1 reprezinta coeficientul de dilatare / contractie liniara.
Ls – Lo
Definim ε1–dilatarea/contractia liniara specifica = α1(Ts – To) = ––– x100, [100%] (2)
dL ΔL Lo
sau, ε1 = ––- = ––-
dT L0 Ls-Lo 1 ε1
Din (2) rezulta coeficientul de contractie liniara α1 = ––– x –– = ––- ,[ 1/ oC] (3)
Lo Ts-To Ts-To
Contractia volumica la racirea aliajelor turnate
Daca avem un aliaj topit, acesta este caracterizat de volumul corespunzator unei anumite temperaturi a acestuia.
Astfel: – La temperatuta ambianta avem To, respectiv Vo;
La temperatura de solidificare avemTs,respectivVs;
La temeratura lichidus avem Tl, respectiv Vl;
La temperatura de turnare avem Ttr, respectiv Vtr ;
Desigur To < Ts < Tl < Vtr , respectiv Vo < Vs < Vl < Vtr;
Turnabilitatea aliajului este influentate de vascozitate, de tensiunea lui superficiala de frecarea interna de contractia volumica si de conntractia de solidificare.
Definim VOLUMUL SPECIFIC ca fiind volumul unitatii de masa.
Coeficientul de dilatare / contractie volumica se poate defini functie de coeficientul de dilatare / contractie liniara si are expresia: αv = 3x α1, [ 1/ oC]; (4)
Variatia volumului ( dilatare / contractie) unui aliaj functie de temperatura lui este liniara, la un metal fara puncte de transformare alotropice . La trecerea aliajului de la faza lichida, la faza solida, volumul acestuia prezinta o discontinuitate ( o variatie importanta a volumului) care depinde de existenta, sau nu, a punnctelor eutectice, conform diagramelor de mai jos.
In FIG. (a) este prezentata digrama de topire/ solidificare V = f(T) pentru metale / aliaje care nu au punct eutectic, iar in FIG. (b) este prezentata diadrama de topire / solidificare V = f (T) pentru metale / aliaje care au punct eutectoid ( aliaje eutectice).
Contractia volumica influenteaza starea de tensiuni remanente la sfarsitul solidificararii, iar contractia de solidificare caracterizeaza tendinta de formare a retasurilor
Pentru aprecierea contractiei volumice consideram o masa de aliaj topit la temperatura Tl, care are volumul Vl. Aceasta masa de metal, la solidificare are temperatura Ts , greutatea Gs si greutatea specifica ɣs.
V
Gs =V. ɣs = ––- , [ gr ], unde: V este volumul unitatii de masa (volum specific) ( 5)
Vs ɣs = 1 / Vs
Ts = temperatura solidus a aliajului considerat,
La turnare aliajul este supraincalzit si are Gtr, Ttr, Vtr si ɣtr
V
Gtr = ɣtr.V = –––– , [gr] (6)
Vtr V V Vtr – Vs
La solidificare va rezulta diferenta de greutate ΔG=Gs – Gtr = ––- – –– = V. –– (7)
Vs Vtr Vs. Vtr
ΔV ΔG. Vs. Vtr Vtr Vtr – Vs
ΔG =V––, de unde ΔV =––––= Vs . ΔG –– =Vs. ΔG=V ––- (8)
Vs. Vtr V V Vtr
Expresia (8) da variatia de volum a aliajului ( contractia) intre temperaturile de turnare si de solidificare, trecand prin temperatura intermediara “ lichidus”.
V
Adica ΔV= –-[( Vtr –Vl) + (Vl – Vs)]= Gtr[( Vtr –Vl) + (Vl – Vs)] (9)
Vtr
Se vede deci ca variatia de volum intre momentul turnarii si al racirii pana la solidificare este proportionala cu greutatea Gtr a materialului turnat , cu variatia de volum( contractia) datorata supraincalzirii materialului turnat si cu variatia de volum ( contractia) care apare in timpul solidificarii.
Daca luam in considerare contractia care apare pana la atingerea temperaturii T0 a mediului ambiant vom considera un ΔV’: V
ΔV’ = –-[( Vtr –Vl) + (Vl – Vs) + ( Vs – V0)] →
Vtr
ΔV’ = Gtr[( Vtr –Vl) + (Vl – Vs) + ( Vs – V0)], (10)
Care tine cont si de contractia care apare pana la atingerea temperaturii mediului ambiant.
Prin contractiile prezentate, mecanismul racirii va conduce la aparitia de:
ANTERETASURA – concentrata, uniforma , pozitionata in partea superioara a piesei, formata inaintea solidificarii;
RETASURA PRINCIPALA – concentrata, uniforma , pozitionata in partea superioara a piesei, formata in timpul solidificarii;
RETASURA SECUNDARA – concentrata, neuniforma , pozitionata in interiorul piesei, formata in timpul solidificarii;
MICRORETASURI – disperse si neuniforme, dispuse in interiorul piesei si formate la sfarsitul solidificarii.
Volumul specific al materialului solidificat si cel rezultat la atingerea temperaturii T0, a madiului ambiant, sunt legate prin relatia:
Vs=V0[1+αv(Ts–T0)] , [cm3/gr], (11)
Unde: αv – este coeficientul de contractie volumica.
Vs – V0
Definim Contractia volumica specifica εv = ––– = αv(Ts–T0) (12)
V0
RUPEREA MATERIALELOR METALICE
Ruperea reprezinta fragmentarea unor piese metalice, sub actiunea unei stari de tensiuni mecanice , in doua sau mai multe parti.
Ruperea reprezinta ultima etapa a deformarii plastice / elastice. Ea apare ca urmare a solicitarilor / tensiunilor interne sau / si externe, la care este supus materialul / piesa metalica.
Ruperea este un proces unitar care apare la nivelul retelei cristaline, continua la nivel microscopic si se inchee la nivel macroscopic, prin fragmentarea materialului metalic.
In consecinta, ruperile trebuiesc studiate conform celor trei etape succesive, parcurse de un material metalic, pana la fragmentare.
ETAPA 1- Cristalografia ruperii- Studiaza ruperea la scara atomica;
ETAPA 2 – Aspectul ruperii – Studiaza ruperea la scara microscopica;
ETAPA 3 – Marimea deformatiilor plastice dinaintea ruperii – Studiaza ruperea la scara macroscopica.
ETAPA 1. Din punct de vedere atomic , la nivelul retelei cristaline, separarea atomilor ( ruperea) se produce ca urmare a starii de tensiune la care este supus materialul.
Separarea atomilor ( ruperea) poate fi de doua feluri:
Rupere prin clivaj ( smulgere) – produsa de eforturi σ de intindere , compresiune, sau incovoiere. Ea apare in plane cu minima densitate de atomi numite plane de clivaj, in cristale c.v.c, sau hc;
Frecvent tensiunile normale ( intindere, compresiune, incovoiere) care produc astfel de ruperi sunt egale cu circa E/10 , unde E reprezinta modulul de elasticitate longitudina al materialului respectiv.
Rupere prin forfecare – produsa prin eforturi tangentiale τ. Ea apare in plane cu maxima densitate de atomi, in cristale c.f.c. sau c.v.c .
Frecvent tensiunile tangentiale (forfecare, torsiune) care produc astfel de ruperi sunt egale cu circa G /10 , unde G reprezinta modulul de elasticitate transversal al materialului respectiv.
ETAPA 2. Din punct de vedere microscopic se studiaza microstructura ruperii, prin aspectul ei.
Din acest punct de vedere ruperile sunt de doua feluri:
Rupere intracristalina – Cand planul de separare trece prin interiorul grauntilor . Aceste ruperi sunt , in general, produse prin forfecare si au un aspect fibros.
Rupere intercritalina – Cand planul de separare se afla la limita grauntilor. Aceste ruperi au un aspect cristalin stralucitor.
ETAPA 3. Din punct de vedere macroscopic ruperile pot fi caracterizate dupa marimea deformatiilor plastice / elastice care se produc inaintea fragmentarii :
Ruperea fragila – este precedata de deformatii plastice foarte mici si deformatii elastice semnificative. Ruperea fragila se produce prin clivaj (smulgere) si se propaga cu viteze foarte mari. Ea apare in plane cu o minima densitate de atomi numite plane de clivaj, in cristale c.v.c, sau hc
Ruperea fragila este intercristalina, nu este insotita de ecruisare si caracterizeaza materialele elastice, casante, fragile. Intr-un ansamblu mecanic ruperea fragila este foarte periculoasa deoarece nu este precedata de efecte vizibile, ducand la dezintegrarea brusca a unei anumite piese matalice, ceea ce poate compromite ansamblu.
Casura ruperii este stralucitoare, grunjoasa, perpendiculara pe axa piesei, fara sa prezinte gatuiri sau alungiri ale acesteia. In figura de mai jos este prezentata schematic o epruveta a unui material elastic/ fragil/ casant rupt prin intindere.
Rupere ductila ( tenace)- este precedata de deformatii plastice mari care se propaga intr-un anumit timp , pana la fragmentare.
Ruperea ductila este specifica materialelor plastice , cu tenacitate mare. Este insotita de ecruisare
Casura ei este intracristalina, fibroasa , cu aspect specific – con /cupa la 450. In figura de mai jos prezentam schematic ruperea ductila a unei epruvete solicitate la intindere.
Comportarea la rupere, ductil ( tenace) / fragil ( casant), a unui material metalic depinde atat de compozitia chimica si structura lui , cat si de conditiile in care se aplica solicitarea care produce ruperea. Este posibil ca materialele metalice sa aiba un comportament ductil sau fragil functie de existenta concentratorilor de tensiuni, de gradul de triaxialitate a starii tensiunilor interne, de viteza de aplicare a solicitarilor si de temperatura la care se afla materialul in momentul solicitarii. Experimental s-a constatat ca primii trei factori influenteaza pe al patrulea si din aceasta cauza temperatura de tranzitie reprezinta factorul integrator in aprecierea comportarii tenace / casant a unui material metalic.
Astfel vom analiza:
Existenta in material a concentratorilor de tensiuni ( fisuri, orificii, zgarieturi, crestaturi, incluziuni , sa). Concentratorii determina cresteri locale ale intensitatii tensiunilor produse de solicitarile la care este supus materialul.
Materialele metalice policristaline contin microfisuri care devin instabile cand solicitarile exterioare depasesc anumite limite. Aparitia microfisurilor se produce la nivelul retelei cristaline prin coalescenta golurilor de sub dislocatiile marginale de acelasi semn, sau datorita gruparilor de dislocatii aparute la intalnirea unei bariere, sau pereti de dislocatii ( sublimite de graunti).
Dupa aparitia lor , sub actiunea sistemului de eforturi existent in piesa ( σ,sau τ) microfisurile devin concentratori de eforturi care creeaza in varful lor un camp de tensiuni neuniforme care favorizeaza propagarea si extinderea lor.
In cazul materialelor elastice microfisurile ( germenii de rupere) se propaga prin clivaj, , dupa plane cu minima densitate de atomi si produc ruperea fragila, cand energia acumulata se elibereaza brusc.
In timpul propagarii microfisurilor ( ruperii) tensiunile din jurul acestora se relaxeaza si apar noi suprafete de rupere.
In cazul materialelor tenace, la varful microfisurilor incipiente apare o encalava deformabila, cu raza mare de curbura, care impiedica dezvoltarea microfisurii pe directia varfului ei. Energia aparuta in piesa, ca urmare a solicitarii mecanice , se consuma partial prin generarea de deformari plastice si implicit microfisuri/fisuri. Restul de energie ramas provoaca alunecarea dislocatiilor, ceea ce determina o noua deformare plastica care porneste de la varful microfisurilor existente si care se comporta ca noi concentratori zonali de eforturi. Ca efect microfisurile devin fisuri, care se propaga in timp, in grosimea materialului, pana cand ajung la anumite valori critice, dupa care fisura se propaga spontan ca o rupere fragila, prin clivaj.
Ruperea la oboseala este un caz particular al ruperilor care pot apare in materialele tenace atunci cand sunt supuse unor solicitari variabile, alternante, ciclice. Ruperea este initiata de un concentrator de eforturi aflat in material (microfisuri , pori, retasuri, incluziuni, fulgi, etc), sau la exteriorul acestuia ( zgarieturi, fund de filer, canal cu muchii ascutite, treceri bruste de la o sectiune la alta, etc).
Casura tipica a ruperii prin oboseala materialului este evidentiata in figura de mai jos. Ea prezinta doua zone distincte. Prima zona apare in timp, in proximitatea amorsei. Este lucioasa si neteda. Zona a doua apare brusc si are un aspect grauntos.
Viteza de aplicare a sarcinilor. Capacitatea de deformare plastica a unui metal scade cu cresterea vitezei de aplicare a sarcinilor
Gradul de triaxialitate al starii tensiunilor aparute in material ca urmare a complexitatii sistemului de sarcini aplicat ;
Complexitatea solicitarilor mecanice, la care este supus un material metalic, este determinata vectorial de fortele care o produc si de efectele vectoriale, simple sau combinate, ale eforturilor aparute care tind sa deformeze piesa atat la interior (intercristalin) cat si la exterior.
4.Temperatura din timpul solicitarii. Experimental s-a dovedit ca pentru fiecare din factorii prezentati mai sus exista un prag termic care odata depasit modifica comportarea la rupere ductil / fragil sau invers. Din aceasta cauza se accepta ca temperatura la care este exploatat un material reprezinta parametru integrator , relevant pentru predictia caracterului ruperii estimate.
Se poate spune ca orice modificare a celor trei parametric prezentati mai sus modifica temperatura de tranzitie ductil / fragil
Capacitatea de deformare plastica a unui metal scade cu scaderea temperaturii lui. Exista o temperatura de tranzitie ductil / fragil ( tenace / casant) pentru fiecare material metalic.
Valoarea acestei termperaturi depinde de natura materialului, de compozitia lui chimica de structura si de starea lui de tensiuni. Temperatura de tranzitie se determina prin incercarea de rezilienta. In cazul otelurilor carbon nealiate temperature de tranzitie ductile-fragil scade odata cu scaderea procentului de carbon. Curba tipica pentru astfel de oteluri este prrezentata in figura de mai jos.
CONCLUZIE : Ruperile se produc atunci cand tensiunile interne combinate cu eforturile generate de solicitariler externe depasesc rezistenta materialului.
Ruperea fragila nu poate fi usor prognozata, mai ales in conditii de santier. Ea se produce brusc si poate avea efecte catastrofale asupra ansamblului.
Ruperea ductila , caracteristica a materialelor tenace, se produce in timp si este mai usor detectabila
In consecinta, prin proiectarea cordonului de sudura aluminotermica, trebuie sa generam un material tenace , care trebuie sa aiba o comportare ductila la rupere, pe tot domeniu temperaturilor de exploatare.
Tensiunile interne
La răcirea pieselor turnate/ sudate, ca urmare a procesului de contracție în piesele turnate / sudate in pereții pieselor pot să apară tensiuni.
Clasificarea tensiunilor interne
În funcție de durata de existență, tensiunile din pereții pieselor turnate pot fi de două tipuri:
a. Tensiuni temporare, care determină deformații elastice, care după răcirea piesei și uniformizarea temperaturilor se anulează complet;
b. -Tensiuni remanente, care determină deformații plastice în peretele piesei turnate și care după uniformizarea temperaturilor nu pot fi îndepărtate.
După natura lor (a cauzelor care le-au provocat) tensiunile pot fi:
– termice – care apar datorită valorilor diferite ale contracției la un moment dat, în diferite zone ale piesei ca urmare a grosimilor diferite pe care le au zonal piesele turnate/sudate (pereti de grosimi diferite;
– structurale (fazice) – datorate diferenței de timp la care au loc transformările fazice pe secțiune și în diferite părți ale piesei turnate/sudate
– mecanice- care apar ca urmare a frânării procesului de contracție de către materialul de formare, sau a amplasarii elementelor rețelei de turnare
2. Dupa volumul în care se echilibrează tensiunile interne pot fi: macroscopice (de ordinul I), microscopice (de ordinul II) si reticulare (de ordinul III –care apar la nivelul rețelei atomice).
3. Dupa distribuția în spațiu tensiunile interne pot fi: monoaxiale, biaxiale si triaxiale.
Tensiunile termice se pot aprecia cu ajutorul legii lui Hooke: σ=ε⋅E(T )=α⋅∆T⋅E
Unde: ε – deformația relativă la încălzire;
α – coeficientul de dilatare termică,
E – modulul de elasticitate;
∆T – variația de temperatură.
Pe durata procesului de sudura temperatura variază mult, diferit si rapid. In consecință valoarea și orientarea tensiunilor induse termic variază rapid.
In cazul sudurii clasice ( ex: electrice), în fața sursei de caldura, ca urmare a dilatărilor inerente materialul este comprimat, iar după trecerea sursei de caldura, starea de tensiuni trece în întindere, cu valori ce cresc cu scăderea temperaturii.
In cazul sudurii aluminotermice sursa de caldura este stationara ceea ce face ca zonele adiacente sa fie puternic si diferit comprimate, functie de evolutia in timp a gradientului de temperatura, adica de geometria sectiunilor implicate si de valorile coeficientilor de dilatare aferenti materialelor implicate. Racirea se face in sens invers, dar tot conform evolutiei gradientului de temperatura in timp. Materialele implicate se vor contracta si vor induce tensiuni de intindere in zonele adiacente. Contractarile difera functie de viteza de racire a respectivelor sectiuni ( grosi mile mai mici se vor raci inaintea grosimilor mai mari) si materiale implicate ( coeficienti de contractie volumici). Fisurile si ruperile apar atunci cand valoarea tensiunilor interne induse depaseste rezistenta admisibila ( la temperatura respectiva) a materialului implicat.
Tensiuni structurale. Apariția lor se datorează transformărilor de fază pe care le suferă
aliajele la încălzire respectiv răcire.
La oțeluri, incalzirile /racirile în domeniul transformării austenitei in ferită determina creșteri respective diminuari de volum. Aceasta induce in timp, modificarea starii de tensiuni, din tensiuni de compresie in intinderi si respectiv invers. Trecerea temperaturii peste linia Ac3, inevitabilă în zonele vecine cusăturii / fuziunii, are ca efect transformarea structurii inițiale (ex. ferită și perlită) în austenită.
Aceste transformări alotropice nu au loc simultan, variația de volum fiind incomodată de zonele
netransformate.
Suplimentar, încălzirea și răcirea rapidă din spațiul afectat are ca efect deplasarea
punctelor de transformare și implicit a curbelor dilatometrice, care pun în evidență
dependența intensității deformațiilor de distanța relativă fată de zona cusăturii( respectiv a fuziunii in cazul sudurii aluminotermice)
Tensiunile mecanice /de lucru ( sau de reacție)pot apare si ca urmare a imbinarilor rigide ale pieselor într-o structura sudată ( ansamblarea aparatelor de cale).
Aceste tensiuni pot fi reduse / evitate prin proiectarea corectă a formarii / turnarii sau a construcției sudate, si prin asigurarea unei ordini de sudare judicios alese.
La finalizarea unei constructii sudate ( aparate de cale) raman frecvent tensiunile reziduale. Acestea sunt tensiunile induse de process. Ele trebuie sa se echilibrează în interiorul respectivei construcții sudate. Tensiunile nu pot fi evitate, dar pot fi reduse și li se poate asigura o orientare favorabilă pentru exploatare.
Metode de reducere a stării de tensiuni
Utilizarea de materiale de formare cu rezistenta la compresiune moderata
Utilizarea unor retele de turnare judicious proiectate
Dirijarea racirii de jos in sus
Sudare pieselor componenete de la interior catre exteriorul ansamblului ( in cazul unui montaj de aparate de cale neincluse in retea), sau de la un capat al ansamblului catre celelalt daca ansamblul este inclus in retera – conform figurii de mai jos.
o Ca deziderat- aplicarea unui tratament termic de detensionare
o Aplicarea unui tratament mecanic prin vibratii : poate modifica local câmpul de tensiuni periculos.
3.3.1- ALIAJE TERMITICE
Aliajele termitice sunt aliaje Fe – C complexe, elaborate metalotermic, la temperaturi de 2200 – 25000C.
Aliajele termitice sunt turnate, la tremperaturi de circa 1700 – 19000C. Ele contin elemente de aliere introduse voit ( ex : Mn, Cr, Ni, Al, Si, Ti, Zr, Nb, B, etc), cu scopul de a le conferi calitatile necesare pentru obtinerea de imbinari nedemontabile performante.
Astfel, unele elemente de aliere ( ex : Cu, Ti si Zr) sunt introduse ca modificatori de structura , iar altele ca Nb, B, Mo, sau V sunt introduse ca elemente de microaliere, capabile de a stimula, in extremis, aparitia de structuri bainitice.
Elementele de aliere introduse pot exista ca solutii solide, compusi chimici ai fierului ( compusi intermetalici si / sau faze de interstitie), incluziuni( carburi, silicati, nitruri, sulfuri, etc) si mai rar ca particule dispersate in masa de baza.
Elementele de aliere folosite, care se afla in Tabelul lui Mendeleev mult indepartate de fier, sunt insolubile in fier. Elementele aflate la dreapta Fe se dizolva in acesta si nu se combina cu Carbonul, iar cele aflate in stanga fierului se dizolva in acesta si pot conduce la formarea de carburi.
Tinta urmarita este obtinerea prin turnare a unor oteluri cu calitati asemanatoare otelurilor laminate.
Rezistenta la rupere, duritatea, plasticitatea, alungirea, sudabilitatea, sensibilitatea la fisurarea la cald ( indicele HCS), fisurarea la rece (parametru de fisurare P) sunt doar cativa dintre parametri mecanici importanti care caracterizeaza imbinarile nedemontabile,obtinute metalotermic.
Macrostructura otelului turnat nu trebuie sa prezinte ratasuri si porozitati, iar compozitia lui chimica trebuie sa nu contina incluziuniu nemetalice( Ex : oxizi, carburi, nitruri, etc) .
Microstructura otelului termitic trebuie sa fie preponderent perlitica . Se admit, in extremis si structuri bainitice. Structurile martensitice trebuiesc evitate. Dimensiunea de graunte nu trebuie sa depaseasca 10μm.
– Sudabilitatea otelului termitic.
Sudabilitatea otelului reflecta capacitatea lui de a realiza ansamblari nedemontabile, destinate unui anumit scop, in anumite conditii, intr-asa fel incat sa ofere deplina siguranta in exploatare.
Sudabilitatea otelului termitic depinde de : compozitia chimica, de carcteristicile metalografice, de tendinta de fisurare la rece si la cald.
Sudabilitatea depinde de modul cum reactioneaza otelul termitic cu materialul de baza (in zona de fuziune si in ZIT), sau cu forma de sudura utilizata atunci cand se aplica o anumita tehnologie de sudura.
Pentru inceput vom evalua sudabilitatea otelului termitic folsind criteriile clasice de caracterizare a sudabilitatii materialelor metalice.
Clasic, sudabilitatea se caracterizeaza prin metode directe ( rezilienta, incercarea de fisurare la rece a imbinarii sudate- STAS 10882 / 84 si incercarea de fisurare la cald – STAS 10221/ 83) si prin metode indirecte ( determinarea carbonului echivalent- STAS 7194/79, utilizarea diagramelor de sudabilitate si a diagramelor TTT ale otelului respectiv).
Comportarea metalurgica a otelului termitic este evidentiata de compozitia lui chimica
( carbon echivalent CE < 0,65%, pentru ca otelul sa fie cel mult greu sudabil) si de tendinta de fisurare la cald (HCS) si la rece (P).
Compozitia chimica propusa pentru otelul termitic este reluata mai jos. Ea va permite estimarea parametrilor enumerati mai sus.
%Mn + %Si %Cr + %Mo + %V %Cu + % Ni
CE = %C+( –––––)+(––––––––-)+(––––––-)=0,70 % ˃ 0,65%;
6 5 15
OBSERVATIE :Acest otel are o sudabilitate necorespunzatoare si din aceasta cauza se impune preincalzirea materialului de baza. Nu se sudeaza la temperaturi < 50C, sau / si cand este ploaie, burnita, ninsoare, sau chiar vant.
Fisurile la cald – apar la sfarsitul recristalizarii, mai ales la otelurile cu interval mare de solidificare.
Fisurarea la cald estre caracterizata de indicele de sensibilitate la fisurare la cald HCS.
Un otel cu sensibilitate redusa la fisurare la cald are HCS ≤ 4 .
Si Ni
C(S + P + –– + –– ).
25 100
HCS = –––––––––––– = 9,7 ˃ 4
3Mn + Cr + Mo + V
OBSERVATIE : Otelul nostru are tendinta de fisurare la cald.
Pentru a reduce riscul aparitiei fisurilor la cald structura otelului termitic trebuie sa contina si un minim de ferita.
Fisurarea la rece – apare la racirea cordonului de sudura. Ea depinde de compozitia chimica a otelului termitic, de continutul de hidrogen difuzibil
H[ cm3/100g] si de grosimea s [ mm] a pieselor care se sudeaza.
Fisurarea la rece este caracterizata de parametrul de fisurare P, care trebuie sa fie mai mic de 0,25% pentru a nu exista tendinta de fisurare la rece.
Si Mn V S H
P = C + –– + –– + ––- + ––– + ––- = 0,64 ˃ 0,25%
30 20 10 600 60
OBSERVATIE : Otelul nostru are tendinta de fisurare la rece.
Continutul de hidrogen difuzibil se estimeaza functie de carbonul echivalent ,cu ajutorul diagramei de mai jos.
CONCLUZIE : Conform prescriptiilor generale de sudabilitate otelul termitic este inadecvat utilizarii in sudura, dar practica a demonstrat ca sudura aluminotermica da rezultate deosebite.
Sudura aluminotermica este de fapt o turnare in forme uscate a unor oteluri supraincalzite, care trebuie proiectata conform regulilor tehnologice aplicabile in acest domeniu, dar avand in vedere si regulile sudabiltatii clasice.
3.3.1.1 – Comportarea elementelor de aliere fata de Fier
Elementele potentiale de aliere, fata de Fe, pot fi :
Inerte fata de Fe – nu interactioneaza chimic cu fierul. In masa aliajului, aceste elemente se gasesc sub forma de graunti dispersati. Ex : Ca, Cu, Pb, Ag ;
Total solubile in Fe – Formeaza solutii solide de substitutie. EX : Mo, Si, V, Ni, Cr, Co, Mn. Dintre aceste elemente doar Ni si Co dau solutii solide nelimitate procentual, chiar si la temperaturi joase, restul dau, la racire, compusi chimici ;
Elementele total solubile in Fe influenteaza mai ales proprietatile fizice si chimice
Partial solubile–Care formeza solutii solide de substitutie. Ex:Ti, Zr, Mo, W, Al, Nb.
Partial solubile–Care formeza solutii solide de interstitie. Ex :N, H, O, B ;
Care la concentratii mari se cobina cu fierul – Ele formeaza compusi –
– intermetalici de substitutie. Ex : V, W, Cr, Nb, Ti Mo, Si ;
-faze sigma. Ex. FeCr, FeV ;
-faze Leaves. Ex : Fe2Nb, Fe2Mo,
OBSERVATII :
Prezenta acestor faze determina durificarea si fragilizarea otelurilor din care fac parte.
Elementele de aliere care se dizolva in Fe influenteaza mai ales proprietatile fizice si chimice ale aliajului din care fac parte ;
Elementele de aliere care dau compusi chimici cu Fe influenteaza mai ales proprietatile mecanice ale aliajelor din care fac parte
Existenta elementelor de aliere influenteaza polimorfismul fierului, marimea grauntilor de austenita, pozitia punctelor critice din diagrama Fe – C, duritatea feritei, calibilitatea, curbele TTT, si stabilitatea structurilor rezultate dupa revenire.
Dpdv al influentei elementelor de aliere, dizolvate in Fe, asupra pozitiei punctelor critice A3 si A4 ( temperaturile la care au loc transformarile alotropice), acestea pot fi :
Elemente gamagene (grupa Ni) – Ni,Mn,Zn,Cu,Co,N,C,Pt, etc. Extind domeniu de existenta a fazei ɣ ( austenita), prin ridicarea punctului A4 si coborarea punctului A3.
Elementele de aliere gamagene, solubile in Fe ɣ ( Mn, Ni, Co, Pt, etc) extind domeniu austenitic pana la temperatura mediului ambiant si fac sa dispara transformarea eutectoida ( fig. a, de mai jos) celelalte elemente gamagene ( Cu, C, N, Zn, etc) doar extind domeniu austenitic, pastrand transformarea eutectoida deasupra temperaturilor mediului ambiant ( fig. b, de mai jos).
Elemente alfagene ( grupa Cr) – Cr, Mo, W, V, Al, Ti, Be, B, Nb, Zr, Si, etc
Ele extind domeniu de existenta al fazei alfa ( feritei) prin ridicarea punctului critic A3 si prin coborarea punctului critic A4
Elementele de aliere solubile in Feα ( Mo, W, V, Ti, Cr, Al, Si, Be, etc) fac, in anumite concentratii, ca ferita sa ocupe tot domeniu de sub linia solidus si sa dispara transformarea eutectoida. Otelurile termitice rezultate astfel se numesc oteluri feritice.Ele sunt prezentate mai jos, in fig.a1.
Celelalte elemente alfagene (Nb, Zr, B, etc) doar extind domeniu feritic, transformarile eutectoide si peritectoide existand in continuare, conform figurii b1, de mai jos
OBSERVATII :
Din diagramele de mai sus se vede ca otelurile monofazice feritice sau austenitice nu au transformari in stare solida si deci nu pot fi tratate termic prin calire si revenire.
Punctele S si E din diagrama Fe-C sunt deplasate de elementele de aliere.
Din diagramele de mai josse vede ( fig.a) ca toate elementele de aliere ( cu exceptia Al, Cu, Co) deplaseaza punctul S spre stanga, adica in otelurile aliate eutectoidul poate apare si la concentratii sub 0,77%C. FAVORABIL
In consecinta, din fig.a2, de mai jos, se observa variatia concentratiei de carbon in perlita.
Din Fig. b2, de mai sus, se vede ca elementele gamagene coboara temperatura A1, iar elementele alfagene urca aceasta temperatura.
Din figura a3, de mai jos, se vede cum influenteaza elementele de aliere pozitia punctului E ( 2,11%C ; 11480C)- punctul de solubilitate maxima a carbonului in austenita.
In Fig. b3, de deasupra, se vede influenta elementelor de aliere asupra proprietatilor mecanice ale feritei. Influenta este legata de marimea razelor atomice ale elementelor de aliere. Astfel, duritatea feritei este marita de toate elementele de aliere care se dizolva in Fe. Ponderea descrescatoare a influentei elementelor de aliere asupra duritatii feritei este: Si, Mn, Ni, Mo, W, Cr. FAVORABIL
Rrezistenta la rupere a aliajelor termitice este marita de majoritatea elementelor de aliere, conform figurii a4, de mai jos. FAVORABIL
Rezilienta si tenacitatea aliajelor termitice sunt micsorate de Mo, W si Si
( NEFAVORABIL) si marite de Cr, Mn si Ni, conform figurii b4, de mai jos.FAVORABIL
Majoritatea elementelor de aliere nu influenteaza alungirea feritei, cu exceptia Siliciului si a manganului care o micsoreaza
Temperatura de tranzitie ductil / fragil este micsorata de Ni si marita de V, Si si Cr.
Cresterea marimii grauntilor de austenita la incalzirea peste temperatura punctului A1
( 7270C) se desfasoara diferit, functie de cantitatile si de natura elementelor de aliere.
Toate elementele de aliere, cu exceptia Mn, Ai si B, micsoreaza tendinta de crestere a grauntilor de austenita. Cel mai mare efect, de acest fel, il au elementele care formeaza carburi( Cr, V, W, Mo, Zr, Nb, etc), deoarece carburile se dispun la limita grauntilor de austenita formand adevarate bariere mecanice in calea cresterii grauntilor. FAVORABIL
Cu cat carburile se dizolva, in aliajul topit, la temperaturi mai mari, cu atat se opun mai ferm cresterii grauntilor de austenita la incalzirea acestora. Exceptie face manganul, care favorizeaza cresterea grauntilor de austenita, deoarece carbura de Mn ( Mn3C) si cementita aliata cu Mn[( FeMn)3C] se descompune la incalzire si astfel grauntii devin lipsiti de bariere mecanice care le-ar putea influenta cresterea.
In otelul termitic Al nu va depasi 0,1%. Aceasta concentratie favorizeaza aparitia unor structuri fine, prin formarea de oxizi si nitruri care constituie bariere mecanice in calea cresterii dimensiunilor grauntilor. FAVORABIL
Existenta elementelor de aliere influenteaza transformarile austenitei supraracite in perlita, sorbita, martensita, trostita si bainita. Ele, conform fig. a5 de mai jos, micsoreaza viteza critica de calire ( are un maxim diminuat) si deplaseaza ( cu exceptia Co) curbele in C spre dreapta si in jos. Daca elementele de aliere sunt total si uniform dizolvate in austenita, separa domeniul de transformare perlitic de cel bainitic. FAVORABIL
Toate elementele de aliere (cu exceptia Co) maresc stabilitatea austenitei supraracite si deplaseaza spre dreapta curbele TTT( transformare , temperatura timp).
Elementele de aliere care formeaza carburi( Cr,Mo, V, W), conform fig. b5, conduc la modificarea curbelor TTT prin aparitia a doua coturi , unul pentru transformarea eutectoida ( P,S,T) si celalalt pentru transformarea bainitica. Totodata se vede ca existenta lor duce la diminuarea vitezei critice de calire. Prin cresterea stabilitatii austenitei supraracite si micsorarea vitezei critice de calire, elementele de aliere maresc calibilitatea aliajelor termitice ( exceptie Co). NEFAVORABIL
Elementele de aliere aflate in aliajele termitice, conform fig. a6, cresc stabilitatea termica a austenitei supraracitesi maresc astfel cantitatea de austenita reziduala, dupa calire.
Elementele de aliere (cu exceptia Al, Co, Si), conform frig. b6, coboara temperatura Ms si mareste astfel cantitatea de austenita reziduala. Siliciu nu influenteaza Ms, iar Co si Al ridica MS.
Elementele de aliere influenteaza si transformarile in stare solida care au loc la revenirea otelurilor calite. Elementele Si, W si Mo cresc temperatura la care mertensita se descompune in bainita, troostita si sorbita.
Elementele de aliere care formeaza carburi simple( Cr, V, Mo, Ti, etc) ridica semnificativ temperatura de descompunere a martensitei ( pana la circa 6000C) si determina aparitia unei fragilitati de revenire la racire, in jurul temperaturii de 4750C.
Aceasta fragilitate se elemina prin aliere cu Mo.
NOTA : In aliajul nostru termitic Mo trebuie sa existe in concentratie de 0,01 – 0,05%
Dupa revenirea inalta elementele Mo, Si, Mn, V maresc , conform figurii de mai jos, rezistenta la rupere a aliajelor din care fac parte
Otelurile sunt aliaje ale fierului cu carbonul si cu alte elemente chimice care le confera, in functie de continut, proprietati diferite. De exemplu, in diagrama de mai jos se prezinta influenta ponderii unor elemente de aliere asupra adancimii de patrundere a duritatii aliajelor calite, din care fac parte :
Functie de ponderea elementelor de aliere otelurile pot fi nealiate, mediu, sau inalt aliate. In tabelul de mai jos se prezinta principial o astfel de impartire.
Tabelul .
Otelurile cu elemente de aliere sub 5% sunt oteluri slab aliate care se mai numesc si oteluri carbon.
Utilizarea elementelor de aliere/ microaliere (inclusiv a modificatorilor de structura ) coroborata cu utilizarea unei tehnologii de sudura adecvate este capabila sa asigure o imbinare nedemontabila sigura functional, in ciuda efectelor contrare pe care le au, in aliaje, unele dintre aceste elemente.
Proprietatile fizico- mecanice pe care ne propunem sa le controlam sunt :
Sudabilitatea ;
Duritatea ;
Rezistenta la rupere ;
Alungirea ;
Elasticitatea ;
Rezilienta ;
Gituirea minima ;
Dilatarea / contractia
Tenacitatea ;
Oboseala ;
Dimensiunea grauntilor ;
Segregatia dendritica ;
Conductivitatea termica ;
Structura ;
Tensiunile interne ;
Incluziunile nemetalice.
3.3.1.1– Carbonul
Pentru otelurile carbon este de retinut ca odata cu cresterea continutului de carbon, devine mai dificila imbinarea lor nedemontabila, sau incarcarea prin sudare, datorita durificarii si fragilizarii zonei influentate termic, care, fara anumite precautii tehnologice, fisureaza.
Functie de continutul de carbon, proprietatile mecanice ale otelurilor variaza semnificativ
In diagrama de mai jos este prezentata variatia unor caracteristici mecanice ale otelurilor carbon
Dpdv a proprietatilor fizico-mecanice otelurile sunt clasificate pe marci.
Marca otelului se simbolizează in formatul S– J– Z–. In care :
S– calitatea otelului dpdva limitei de curgere [ N/mm2]
J– caracteristica mecanica – energia de rupere minima, [J, la o anumita temperatura]
Z—caracteristica mecanica – gâtuirea minima, in %, reprezintă valoarea de calcul a capacității materialului de a evita desprinderea lamelară.
Exemplu: Otel S235 J0 Z15 – inseamna otel cu limita de curgere 235 N/mm2, cu energia de rupere minima de 27 J la 0ºC si gâtuirea minima 15%.
Pentru evitarea fisurarilor in ZIT, in cazul imbinarilor nedemontabile care utilizeaza otelul termitic, carbonul va fi limitat intre 0,38 – 0,40%. Desigur aceast procent al carbonului nu favorizeaza ( printre altele)sudabilitatea, o structura fina, majoritar perlitica si nu confera otelului duritatea necesara. Din aceste cauze se impune utilizarea anumitor elemente de aliere si a modificatorilor de structura, care aduc in aliaj elemente ɣ-gene.
3.3.1.2– Manganul
Manganul este un element de aliere relativ ieftin. Utilizarea lui, intr-un procent rezonabil, conduce la o marire a duritatii aliajului si a tenacitatii sale.
Manganul mareste calibilitatea otelului si micsoreaza temperatura de incepere a transformarilor martensitice.
In cazul racirilor rapide manganul favorizeaza aparitia austenitei reziduale.
Alierea otelurillor cu Mn conduce la la diminuarea valorilor temperaturilor critice de transformare ( A1 si A3) ale diagramei Fe – Mn prezentata mai jos.
Deci stabilitatea termica a otelurilor aliate cu mangan este mai redusa , fata de cea a altor oteluri.
Otelurile aliate cu Mn, functie de concentratia carbonului, pot fi : perlitice (P), martensitice (M), sau austenitice(A).
OBSERVATIE : Conform diagramei Guillet, de mai jos, se vede ca otelul preconizat ( Mn ≤ 1% si ≈ 0,38% C) este un otel perlitic.
Conform figurii de mai jos Coeficientul de Dilatare / Contractie Liniara a otelurilor aliate cu Mn creste la marirea proportiei de Mn in aliaj. Aceasta duce la marirea tensiunilor interne remanente in cordonul de sudura. NEFAVORABIL. Fenomenul trebuie evitat.
NOTA : Procentul de Mn va fi limitat la valori sub 1%.
Conductivitatea termica a otelurilor ג [W / m . 0K ], aliate cu Mn, scade cand creste procentul de Mn, asa cum se vede din diagrama de mai jos
Diminuarea conductivitatii termice a otelurilor aliate cu Mn ar trebui sa conduca la diminuarea ZIT, dar datorita scaderii punctelor critice de transformare , de catre Mn, va rezulta un ZIT mai mare ceea ce inrautateste rezistenta sudurii.
CONCLUZIE : Cresterea continutului de Mn inrautateste comportarea otelului la sudare, iar in compozitia otelului nostru termitic va fi cuprins intre 0,7 – 0,9 %
3.3.1.3 – Siliciu
Siliciul este un element alfagen.
Siliciu coboara temperatura de topire si ingusteaza domeniu ɣ.
Intervalul de solidificare find ingustat nu se formeaza segregatii de siliciu. FAVORABIL
Siliciu se dizolva complet in solutia solida Fe-C, fara a forma carburi si are efect benefic asupra formei carburilor déjà existente in otel, in sensul ca determina o globulizare a lor si le face sa se dizolve mai greu, la incalzire, in solutia solida din care fac parte. FAVORABIL
Siliciu mareste rezistrenta la rupere si la curgere a aliajelor sale. (Ex : produce o crestere cu circa 10daN/mm2, daca Si creste cu 1%). FAVORABIL
In diagrama de mai jos se prezinta variatia rezistentei la rupere functie de concentratia de Si, pentru oteluri normalizate avand C = 0,14 – – 0,26%.
Siliciu mareste duritatea aliajelor la cald. FAVORABIL PARTIAL
Ca exemplu, in diagrama de mai jos este prezentata variatia duritatii la cald a unor oteluri cu 0,4% C, calite si revenite, atunci cand variaza procentul de Si.
Siliciu favorizeaza descompunerera cementitei in Fe si grafit. FAVORABIL ;
Siliciu mareste valoarea temperaturilor critice de transformare A1 – A3, cu 500K la cresterea ponderii sale cu 1%, ceea ce mareste stabilitatea termica a otelului din care face parte. FAVORABIL . Aceasta se vede din diagramele de mai jos.
Siliciu imbunatateste dezoxidarea oteluli topit. FAVORABIL.
Siliciu , prin micsorarea intervalului de solidificare, scade tendinta de microsegregare cristalina a otelului turnat. FAVORABIL.
Siliciu, in prezenta V, favorizeaza fisurari intercristaline, prin formarea unor pelicule intercristaline , usor fuzibile. NEFAVORABIL
Siliciu, in prezenta oxizilor, formeaza oxisilicati, care raman ca incluziuni nemetalice in otel.NEFAVORABIL.
Siliciu mareste calibilitatea otelurilor si impiedica descompunerea martensitei la incalzire. NEFAVORABIL .
Siliciu, intr-o atmosfera oxidanta, favorizeaza decarburarea otelului. NEFAVORABIL
Siliciu diminueaza rezilienta (favorizeaza fragilitatea) otelului. NEFAVORABIL.
Siliciu diminueaza tenacitatea otelurilor, din care face parte, mai ales in prezenta Cr si Mn. NEFAVORABIL
Siliciu, in aliajul turnat, favorizeaza aparitia de cristale columnare mari, ceea ce inrautateste sudabilitatea materialului de aport. NEFAVORAQBIL
CONCLUZIE : In cordonul de sudura procentul de Si nu trebuie sa depaseasca 0,3%
3.3.1.4 – Nichelul. Este un element de aliere relativ scump.
Nichelul se dizolva in orice proportie in ferita si austenita. FAVORABIL
Nichelul nu formeaza carburi. FAVORABIL
Nichelul favorizeaza descompunerea cementitei in ferita si grafit; NEFAVORABIL;
Nichelul este un element grafitizant. NEFAVORABIL
Nichelul este un element gamagen.FAVORABIL
Nichelul coboara temperatura de formare a eutectoidului cu circa 10110C pentru fiecare procent introdus in aliaj. FAVORABIL
Functie de proportia sa in otelurile carbon, structurile metalografice favorizate, pot fi perlitice (P), martensitice (M), sau austenitice (A). Conform diagramei Guillet, de mai jos, otelul nostru este perlitic
Otelurile perlitice aliate cu Ni au alungirea, rezilienta si rezistenta la rupere deosebit de mari. FAVORABIL.
OBSERVATIE : Otelurile austenitice aliate cu Ni au elesticitatea si rezistenta la rupere mai mici decat cele perlitice, iar alungirea si rezilienta ridicate. Pentru suduri aluminotermice nu se utilizeaza.
NOTA : Otelurile aliate cu Ni, Cr, Mo si W au proprietati mecanice deosebite.
Nichelul atenueza efectele nefavorabile induse de Cr in aliajele in care este parte.
Nichelul, la temperaturi joase sau normale, mareste semnificativ rezilienta si tenacitatea aliajelor din care face parte.FAVORABIL
Aliajele cu Ni in care sulful depaseste 0,03% au o tenacitate/rezilienta scazuta la cald, deoarece eutecticul format, la limita cristalelor, de S cu Ni, se topeste la 9180K. NEFAVORABIL.
OBSERVATIE : Al max. 0,1% este binevenit in aliaj si pentru ca impreuna cu S formeaza Sulfuri (Al2S3) care la temperaturi de peste 15500C sublimeaza.
Nichelul mareste calibilitatea otelurilor si micsoreaza temperatura Ms mai ales daca in otel exista V in proportie de 0,1 – 0,4%. NEFAVIORABIL.
Nichelul, conform diagramei de mai jos, diminueaza temperaturile critice de transformare A1 si A3 , functie de cresterea procentuala in aliaj, ceea ce poate conduce la o diminuare severa a duritatii la temperaturi de peste 773-8230K. NEFAVORABIL.
NOTA :Pentru aliajul termitic (< 0,8%Ni) si la temperaturile normale de exploatare a imbinarilor nedemontabile la sinele de cale ferata ( <3730K) aceaste influenta este neglijabila.
Nichelul , conform diagramei de mai jos,micsoreaza conductivitatea termica a aliajului din care face parte.
NOTA : La procentaje de sub 0,8% efectul este modest.
fig.
Nichelul, functie de procentaj si de temperatura de exploatare, diminueaza semnificativ coeficientul de dilatate liniara / volum, conform diagramei de mai jos
fig
NOTA : Pentru otelurile termitice de uz feroviar (< 0,8%Ni) aceasta proprietate importanta are efecte nesemnificative .
3.3.1.6 – Cromul – nu imbunatateste sudabilitatea otelurilor din care face parte, dar le finseaza structura si le mareste duritatea.
– Cromul se dizolva in ferita si o durifica ponderat. FAVORABIL
– Cromul diminueaza cresterea cristalelor aflate in ZIT, la marirea temperaturii din acea zona si astfel, conform diagramei de mai jos, se mareste rezistenta la rupere a imbinarii. FAVORABIL
fig
– Cromul favorizeaza aparitia de carburi si nitruri, care reprezinta incluziuni nemetalice nedorite intr-un cordon de sudura. NEFAVORABIL
Carburile daca sunt repartizate la limita cristalelor micsoreaza sensibilitatea la supraincalzire a otelului respectiv. RELATIV FAVORABIL
Nitrurile din cordonul de sudura ii maresc fragilitatea la revenire. NEFAVORABIL. -Cromul favorizeaza aparitia de compusi intermetalici de forma MemCrn ( exemplu frecvent- faza sigma). Aceasta contine circa 50% Fe si restul Cr. Este dura( circa 900HV) si casanta. Apare mai ales la limita sau in interiorul cristalelor din otelurile austenitice, sau din otelurile carbon care contin austenita neomogena incalzite la temperaturi de 873 – 11730K. Aparitia fazei sigma este favorizata si de existenta tensiunilor interne in oteluri cu Cr. NEFAVORABIL
-Conform diagramei Guillet de mai jos, cromul sub 0,25%, in oteluri cu carbon sub 0,4%, favorizeaza aparitia de structuri perlitice. FAVORABIL
fig
OBSERVATIi : 1. Structuri asemanatoare fazei sigma pot apare si in oteluri aliate in care exista 2-3 elemente de aliere, cu anumite proportii, care sunt reciproc solubile. EX : V-Mn
( V24,3%), sauV-Ni( 55-65%V), sau Cr – Mn (19-24%Cr), sau Mo – Fe( 47 – 57%M0),
sau Cr – Mo – Ni ( 37%Cr, 27%Mo, 36% Ni). NEFAVORABIL.
2.Din experienta tratamentelor termice se stie ca otelurile aliate cu Cr, la viteze scazute de racire , in intervalul 700 – 3000C, pot prezenta o fragilitate marita, numita fragilitate de revenire. Aceasta este evitata daca otelurile respective sunt aliate si cu Mo, sau Ti.
Cromul micsoreaza conductivitatea otelurilor din care face parte. FAVORABIL
Cromul favorizeaza segregatia dendritica , ceea ce duce la aparitia unor cristale columnare mari. NEFAVORABIL
Cromul micsoreaza coeficientul de dilatare/ contractie a otelurilor din care face parte. FAVORABIL
NOTA :In otelul nostru termitic procentul de Cr este de max : 0,25%,
3.7.5.6. Molibdenul
Are o mare afinitate pentru carbon si duce la aparitia de carburi greu fuzibile si cu solubilitate scazuta. NEFAVORABIL
Carburile de molibden se disperseaza fin si sunt greu solubile in austenita. Ele pot fi simple (ex. Mo2C), complexe (ex. Fe2Mo2C, sau Fe3MoC), sau multiplu complexe [ex.Fe(MoW)3C]
Carburile formate maresc rezistenta la cald a otelurilor. PARTIAL FAVORABIL, deoarece in cazul nostru nu se aplica.
Molibdenul mareste stabilitatea termica a otelurilor din care face parte. Prin efectul avut asupra punctelor critice de transformare (mareste valorile A3), asa cum se vede din diagrama de mai jos, micsoreaza ZIT. FAVORABIL
fig
Molibdenul, chiar la concentratii relativ mici (0,2 – 0,4%), mareste intens calibilitatea otelurilor, mai ales in prezenta Cr, Ni, Mn. NEFAVORABIL.
Molibdenul diminueaza fragilitatea la revenire a otelurilor . FAVORABIL PARTIAL ( in cazul nostru nu se aplica).
Molibdenul impreuna cu Si favorizeaza decarburarea otelurilor. NEFAVORABIL
Molibdenul, functie de proportia din aliaj, mareste rezistenta la curgere la cald si duritatea, conform diagramei de mai jos. FAVORABIL PARTIAL, deoarece in otelul nostru concentratia de Mo este mica si relativ invariabila.
fig
Molibdenul, in concentratii de sub 0,15% mareste usor rezilienta. FAVORABIL.
Miolibdenul favorizeaza diminuarea coeficientilor de conductivitate termica (conform diagramei urmatoare) si prin aceasta mareste pericolul de fisurare la rece ( mai ales la viteze mari de racire). NEFAVORABIL
fig
NOTA : In otelul nostru termitic, proportia normala de Mo este de 0%, dar in cazuri speciale poate ajunge pana la max. 0,15%.
Conform diagramei Guillet, in otelul prefigurat , Mo favorizeaza aparitia de structuri perlitice
fig
3.3.1.7- Vanadiul
Are o foarte mare afinitate pentru carbon si duce usor la aparitia de carburi greu fuzibile si cu solubilitate scazuta. NEFAVORABIL
Carburile formate maresc rezistenta la cald a otelurilor. PARTIAL FAVORABIL, deoarece in cazul nostru nu se aplica.
fig
Carburile de vanadiu (ex. VC, V4C3), se disperseaza fin si sunt greu solubile in austenita. Carburile formate maresc rezistenta la cald a otelurilor. PARTIAL FAVORABIL, deoarece in cazul nostru nu se aplica.
Vanadiul mareste stabilitatea termica a otelurilor din care face parte. Prin efectul avut asupra punctelor critice de transformare ( mareste valorile A3) si micsoreaza ZIT. FAVORABIL
In prezenta azotului ( chiar atmosferic) vanadiul da nitruri ( Ex. nitrura de vanadiu -VN), care sunt fragile si micsoreaza tenacitatea otelurilor din care face parte. NEFAVORABIL
Vanadiul are tendinta de a micsora calibilitatea otelurilor din care face parte. FAVORABIL
Vanadiul favorizeaza dizolvarea molibdenului in solutia solida ceea ce duce la durificarea prin dispersie (P.H). PARTIAL FAVORABIL, deoarece in otelul nostru molibdenul nu se introduce intentionat.
Vanadiul chiar in concentratii de sub 0,05% elimina structura Widmanstatten. FOARTE FAVORABIL
Vanadiu favorizeaza diminuarea coeficientilor de conductivitate termica (conform diagramei urmatoare) si prin aceasta mareste pericolul de fisurare la rece ( mai ales la viteze mari de racire). NEFAVORABIL
fig
Vanadiul micsoreaza rezilienta otelurilor din care face parte, datorita formarii nitrurilor de vanadiu, sau a corbonitrurilor de vanadiu ( fragile), mai ales daca se sudeaza oteluri care nu sunt bine desulfurate si contin relativ mult carbon. FOARTE NEFAVORABIL
fig
OBSERVATII :
1,Din aceasta diagrama se vede ca otelul termitic prefigurat (C= 0,35–0,38% ) daca se va alia cu vandiu va avea tendinta clara de a fisura, chiar la concentratii mici ale vanadiului.
2. Din diagrama Guillet , prezentata mai jos, se vede ca, in cazul otelului nostru termitic, vanadiu nu favorizeaza aparitia de structuri perlitice
fig
3. Cele doua diagrame arata ca utilizarea vanadiului trebuie evitata
3.3.1.8. Titanul
Titanul este un element alfagen.
Solubilitatea titanului în fier variază cu temperatura, aliajele fier-titan sunt durificabile structural.
Titanul mărește rezistenta la coroziune a otelurilor (cromul nu mai formează carburi
ci rămâne dizolvat în ferită)din care face parte. FAVORABIL
Titanul îmbunătătește rezistenta la îmbătrânire și micșorează tendinta de fragilizare sub 0°C.FAVORABIL
Titanul formeaza usor incluziuni nemetalice de tip: carburi(TiC), oxizi (TiO2) si nitruri(TiN). Acestea favorizeaza fragilitatea cordonului de sudura. NEFAVORABIL
Titanul finiseaza cristalele otelurilor din care face parte. FAVORABIL
Titanul disperseaza fin carburile din otelul din care face parte.FAVORABIL
Prin finisarea cristalelor si dispersarea fina a carburilor de Ti se mareste rezistenta si duritatea otelurilor din care fac parte. FAVORABIL
Titanul micsoreaza sensibilitatea otelurilor la supraincalzire. FAVORABIL PARTIAL
Titanul favorizeaza absorbtia hidrogenului in otel. NEFAVORABIL
NOTA : Proportia de Ti in otelul nostru va fi sub 0,05%
3.3.1.9. Borul
Borul nu este solubil in fier , la temperatura ambianta.
Borul este activ doar in cazul otelurilor cu carbon sub 0,7%, care se racesc relativ rapid. FAVORABIL
Borul, chiar in concentratii de sub 1%0, intarzie transformarea perlitica fara sa o deplaseze pe scara temperaturilor. NEFAVORABIL
Borul mareste calibilitatea fara a influenta punctul critic Ms .NEFAVORABIL
Borul se opune formarii de constituenti moi in cursul calirii si in concentratii de sub 0,005% micsoreaza susceptibilitatea la fisurare.FOARTE FAVORABIL
Borul la concentratii sub 0,005%,imbunatateste caracteristicile mecanice ale miezului corodonului de sudura. FAVORABIL
Borul favorizeaza aparitia de compusi fin dispersati in solutia solida, pe care o durifica, datorita precipitarilor disperse secundare (P.H). FAVORABIL
Compusii duri ai borului sunt : FeB, Fe2B si FeB19.
NOTA :In otelul nostru proportia de bor nu va depasi 0,005%
3.3.1.10. Cuprul
Cuprul mareste rezistenta otelurilor la coroziunea atmosferica. FAVORABIL
Cuprul este un element perlitizant. FAVORABIL
Cupru coboara temperaturile Ar ale otelurilor. FAVORABIL
Cupru nu formeaza carburi. FAVORABIL
Cupru mareste adancimea de patrundere a calirii. NEFAVORABIL
NOTA : Proportia de Cu in otelul nostru va fi cuprinsa intre 0,05 – 0,15 %
3.3.1.11 Aluminiu
Aluminiu este un dezoxidant si degazeificator foarte activ. FAVORABIL
Aluminiu este un element alfagen.RELATIV NEFAVORABIL deoarece structurile dorite in otelul termitic sunt cele perlitice.
Aluminiu nu formeaza carburi. FAVORABIL
Aluminiu se combina cu azotul din aliaj formand nitruri.Otelul devine stabil la imbatranire. FAVORABIL
Suplimentar, nitrurile de aluminium formate asigura nuclearea, astfel ca un tratament termic de normalizare conduce la o granulatie fina prin care se mareste rezistenta si duritatea. FAVORABIL PARTIAL deoarece la utilizare, otelul termitic nu poate fi tratat termic
Aluminiu adăugat în proportii de până la 0,1% micșoreâza capacitatea de creștere a grăuntilor de austenită si contribuie astfel la obtinerea unor structuri fine care imbunatatesc rezistenta la rupere, plasticitatea si tenacitatea otelului respectiv. FAVORABIL
Aluminiu ,in aliajul topit, conduce la calmarea otelului. FAVORABIL
NOTA : In aliajul nostru termitic proportia de Al va fi 0,08 – 0,1%
3.3.1.12 Zirconiu
Este element puternic alfagen si semnificativ carburigen. NEFAVORABIL
Formeaza carburi stabile mai ales in oteluri bogate in carbon. In cazul nostru ( C= 0,37-0,39) acest efect este mediu
In aliaje, zirconiu este dezoxidant, desulfurant si denitrurant. FAVORABIL
Zirconiu finiseaza structurile aliajelor din care face parte si ridica caracteristicile de rezistenta mecanica ale acestora. FAVORABIL.
NOTA : In otelul nostru se va introduce in cantitati mici, ca modificator de structura si pentru microalieri
3.3.1.13 Niobiu
Este un element alfagen.
Niobiu se dizolva partial in Fe si reactioneaza chimic cu carbonul, ceea ce duce la formarea de carburi (Ex : carbura de niubiu – NbC). NEFAVORABIL
Niobiu reactioneaza chimic si cu azotul ducand la formarea de nitruri, sau de carbonitruri. NEFAVORABIL
Niobiu finiseaza structura aliajului din care face parte. FAVORABIL
Niobiu imbunatateste caracteristicile mecanice ale aliajelor din care face parte( ex : rezistenta la rupere, limita de elasticitate, limita de curgere, rezistenta la coroziune, rezistenta la uzura, duritatea, stabilitatea dimensionala, etc). FAVORABIL
NOTA :Niobiu se foloseste mai ales ca element de microaliere,
3.3.1.14 Azotul
Otelul termitic este turnat atmosferic si de aici , in mod obisnuit, poate contine circa 0,1%N.NEFAVORABIL
Ferita, la temperatura de 5400C, poate dizolva aceasta cantitate de azot. La racirea lenta, sau la mentinerea indelungata intre temperaturile de 200-2500C a otelului termitic, din ferita, are loc o precipitare a compusului acicular Fe4N.
Daca ferita este racita in aer, azotul este mentinut in solutia solida ( ferita suprasaturata in azot), iar precipitarea ulterioara ,in timp , sau incalzirea ulterioara ( la temperaturi cuprinse intre 200 – 3000C ) a compusilor azotului ( a otelului termitic) provoaca o precipitare a niitrurilor si in consecinta, durificare structurala sau imbatranirea otelului . NEFAVORABIL
In procesul de eleborare a otelului termitic, concentratia azotului din otel, mai este influentata si de concentratia elementelor de aliere din otel. Fenomenul este prezentat in diagrama de mai jos.
fig
Astfel se vede ca Mo, Cr, Al si V favorizeaza dizolvarea azotului in otel ( in ferita) pe cand Si, Mn, Ti si C defavorizeaza aceasta acumulare ( respectiv aparitia nitrurilor). Nitrurile cel mai frecvent intalnite in oteluri sunt :TiN, VN, CrN, ZrN, Cr3N, Fe2N, Si3N, Mn4N. Dintre acestea cea mai daunatoare este VN, mai ales in cazul otelurilor cu carbon marit ( cazul nostru).
OBSERVATIE :In cazul sudarii atmosferice (electrice, sau aluminotermice) a otelurilor, absorbtia azotului in cordonul de sudura depinde si de elementele de aliere existente in otelul lichid. Astfel : C, Si, Ni, Cu, Ti, Al reduc solubilitatera azotului in otel ( defavorizeaza aparitia nitrurilor) pe cand Al, B, Nb, V,Cr, Mo, Zr favorizeaza pastrarea azotului in solutia solida sub forma nitrurilor.
3.3.1.15 Oxigenul
Oxigenul se poate dizolva in otel ( in ferita) pana la aproximativ 0,007 % si produce fragilizarea lui. NEFAVORABIL
La o concentratie mai mare de 0,007 %, oxigenul se prezinta sub forma oxizilor (incluziunilor oxidice). NEFAVORABIL
Oxigenul este insolubil in otel la tempratura ambianta si putin solubil la temperatura inalta ( 0,03% la 9000C).
Oxizii fierului sunt :Wustita( oxidul feros-FeO), are totdeauna o lipsa de atomi de fier, este instabil la temperaturi ridicate, cristalizeaza in sistem cubic si se descompune la racire( 5600C) in Fe si Fe3O4. Wustita , ca si S produce fragilitate la rosu ( cald) in otelurile cu putin Mn si mult S, deoarece impreuna cu FeS realizeaza un eutectic care se topeste la 9300C. NEFAVORABIL.
Mn elimina acest pericol deoarece impreuna cu S si O formeaza MnS si respectiv MnO.
Hematita( oxidul feric – Fe2O3) cristelizeaza in sistem romboedric ;
Magnetita ( oxidul feroferic – Fe3O4) Cristalizeaza in sistem cubic ;
Incluziunile oxidice, dupa compozitia lor chimica se impart in :
Oxizi inferiori de tip MeO si Me2O. Ex. FeO, Al2O, MgO, CrO, sauTiO;
Oxizi superiori de tip MeO2. Ex. SiO2, TiO2, sau de tip Me2O3. Ex.Al2O3, Fe2O3.
Oxizi complexi de tip Spineli- AOB2O3. EX. CaOAl2O3, FeOFe2O3, sau de tip aluminati ( Ex. CaOAl2O3), titanati ( Ex. Al2O3TiO2), feriti ( Ex. Fe2O3CaO), sau de tipul sistemelor pseudoternare : AO- SiO2-BO3 ( Ex.CaOFeOSiO2)
Oxizii in otel, reprezinta incluziuni fragile, izolate , avand forma globulara sau ovala. Daca sunt in cantitati mari si cau si dimensiuni mari inrautatesc proprietatile mecanice ale otelurilor , daca au dimensiuni mici, contribuie la finisarea structurii deoarece se plaseaza la limita grauntilor austenitici si impiedica cresterea lor la incalzire.
In general se poate spune ca acesti compusi reduc proprietatile mecanice ale otelurilor in care exista( pentru otelurile cu C putin- conform figurii de mai jos) si mai ales plasticitatea si tenacitatea lui.
Oxigenul ridica rezistenta mecanica si duritatea otelului din care face parte.
fig
Daca otelul nu este dezoxidat, in timpul eleborarii / turnarii va fierbe cu formare de bule de CO datorita reactiei oxigenului cu carbonul existent . NEFAVORABIL
Pentru a evita aceasta reactie, se adauga dezoxidanti ca Si, Al, sau Mn. In cazul nostru garantia ca otelul termitic este calmat o da existenta aluminiului rezidual in compozitia otelului termitic.
NOTA : Oxigenul in oteul termitic nu trebuie sa depaseasca 0.03%
3.3.1.16 Hidrogenul
In otelul termitic hidrogenul apare in urma disocierii moleculelor de apa din atmosfera, sau existente in diferitele materiale care concura la elaborarea / turnarea otelului respectiv ( feroaliaje, materiale refractare, fondanti, sau chiar pe suprafata materialelor care sunt supuse sudurii). Astfel daca materialul de baza este incalzit intr-un mediu bogat in H2 atunci hidrogenul se poate dizolva si in otelul solid. NEFAVORABIL
Odata patruns in otelul lichid, hidrogenul determina aparitia de fulgi, fisuri si pori asezati longitudinal. NEFAVORABIL
Hidrogenul are o solubilitate variabila, functie de compozitia chimica si de temperatura otelului in cauza, prezentand o crestere semnificativa dupa temperatura de 14700C.
In fig. de mai jos este prezentata influenta elementelor de aliere din oteluri asupra solubilitatii H2 .
fig
Astfel este vizibil ca Ti, V, Nb, Cr, Mn, Ni, maresc solubilitatea hidrogenului in otelul lichid, pe cand Cu, Al, Si, B, C si Ni o defavorizeaza.
Hidrogenul atomic are o viteza de difuzie marita ceea ce ii permite ca la raciri lente sa iasa din otelul solid, iar la raciri cu viteze mari sa se degaje brusc marindu-si presiunea si prin recombinare devine hidrogen molecular, care are o difuzibilitate mult redusa. Aceasta poate duce la aparitia de presiuni mari in otel si de aici la fisuri microscopice, urmate de fragilizarea otelului.
Hidrogenul patruns in otelul termitic, datorita afinitatii mari fata de carbon , poate conduce la decarburarea otelului si de aici la micsorarea duritatii lui. NEFAVORABIL
OBSERVATIE : In cursul elaborarii , turnarii si solidificarii otelului termitic trebuiesc luate toate masurile impotriva impurificarii otelului cu hidrogen.
3.3.1.17 Sulful
Sulful se dizolva in austenita in proportie de maxim 0,0025% ( la 200C) si aproape deloc in ferita. La 13700C, in fier se dizolva max : 0,065%
Cu fierul formeaza sulfuri ( FeS-sulfura feroasa si FeS2- disulfura feroasa=pirita) care sunt compusi chimici stabili care dau eutectici ( cu temperaturi scazute de solidificare <7430C). Sulfurile se depun la marginea cristalelor. Ele impreuna ci fierul dau eutectici, care prin topire la temperaturi scazute determina aparitia fragilitati la cald, la temperaturi de 10000C si chiar mai mici .
Sulfurile de fier in oteluri constituie concentratori de eforturi si amorse de rupere.
Asa cum se vede din figura de mai jos, sulful diminueaza , la temperatura mediului ambiant , tenacitatea si rezistenta mecanica a aliajului din care face parte. NEFAVORABIL
Sulfurile prin segregare, in piesele de otel, se pot grupa in anumite zone si pot provoca fragilitate la cald zonala. Distributia sulfurilor in otel se poate evidentia cu ajutorul diagramei BAUMANN
Daca in otel exista Mn sulful se combina preferential cu acesta , in dauna Fe. Vor rezulta cu precadere sulfuri de Mn in dauna celor de Fe.FAVORABIL deoarece sulfurile de Mn fac ca otelul sa fie mai putin susceptibil la fragilitatea la cald.
In aceasta situatie, asa cum se vede din figura de mai jos, rezistenta mecanica a aliajului creste odata cu cresterea raportului Mn / S . Se urmareste ca acest raport sa fie ≥ 5
fig
Sulful peste 0,03% inrautateste sudabilitatea otelurilor din care face parte.
NOTA : in otelul nostru sulful va fi < 0,02%.
Desulfurarea
Conținutul ridicat de sulf favorizează fisurarea la cald. Fisurarea este consecința
prezenței sulfurii de Fe, FeS, care formează eutectici ușor fuzibili (temperaturi de topire
sub 10000C).
Legarea sulfului în zgură se face cu elemente cu afinitate mare pentru sulf, Al, Ca,
Si, Mg. Toate aceste elemente au afinitate crescută pentru oxigen, ceea ce face ca cel mai utilizat desulfurant să fie manganul.
3.3.1.18 Fosforul
Este un element alfagen care se dizolva in ferita pina la 2,6%, dar are o difuzibilitate redusa si astfel favorizeaza segregatia. Zonele mai bogate in fosfor sunt feritice, iar carbonul fiind mai abundent in zonele cu fosfor redus duce la aparitia structurilor perlitice. Segregarea favorizeaza aparitia structurilor in benzi suprapuse feritice si perlitice la tablele deformate plastic.
Duritatea si fragilitatea feritei aliate cu P este mai mare. Zonele mai bogate in carbon au, in cazul sudarii, o duritate in ZIT mai mare decat celelalte zone. Neuniformitatea proprietatilor mecanice face ca astfel de oteluri sa se comporte necorespunzator in constructiile sudate, chiar daca proportia de C in aliaj este scazuta. NEFAVORABIL
Influenta fosforului asupra proprietatilor macanice al otelurilor este prezentata in diagramele de mai jos.
fig
Fosforul formeaza cu fierul doi compusi chimici Fe2P si Fe3P. Compusul Fe3P formeaza impreuna cu fierul un eutectic la 10500C. Otelurile cu P, daca mai au Cu si /sau Cr au o rezistenta sporita la coroziunea atmosferica.
NOTA : Daca proportia de fosfor in aliaj depaseste 0,03% apare fragilitatea la rece. NEFAVORABIL
fig
Defosforarea
Fosforul favorizează fragilitatea la rece a oțelului. Fosfurile se dizolvă în ferită.
Acestea se distribuie neuniform, formând un eutectic cu carbonul și fierul. Defosforarea
se bazează pe formarea de anhidridă fosforică P2O3 ce urmează să fie legat în compuși
chimici complecși, ce se separă în zgură.
3.3.1.19 Arseniul
Arseniul este un nemetal care reactioneaza cu metalele alcaline si alcalino-pamantoase formand arsenuri.
Arseniul are structura electronica a stratului de valenta de forma s2p3 si poate forma ioni + 3, +5 , sau alti ioni cu stari intermediare de oxidare.
Arseniul cristalizeaza sub doua forme alotropice: arsenul cenusiu sau metalic stabil în stare solidã si arsenul galben instabil.
Arsenul metalic formeazã cristale hexagonale, argintii, lucioase, usor casabile, insolubile în apã, CS2 sau alti solventi.
Încalzit în absenta aerului, la presiune normalã sublimeazã la 6330C iar sub presiune de 76 at, se topeste la 8170C.
Vaporii de arsen au culoarea galbenã, miros de usturoi, sunt foarte toxici si sunt alcãtuiti din molecule tetratomice As4, cu structurã tetraedricã. Peste 13250C As4 disociazã în As2, iar peste 17000C în atomi. Arsenul galben se obtine prin condensarea bruscã, în aer lichid, a vaporilor; este solubil în CS2, este putin stabil, transformându-se ireversibil în arseniul cenusiu.
Arseniul nu reactiomeaza cu hidrogenul. Nu se combina cu C si cu B.
Exista compusi ai arseniului ( arsenuri) cu Si( SiAs, SiAs2), cu Ge( GeAs, GeAs2), cu Al ( AlAs), cu Cu ( Cu2As), cu Ga ( GaAs).
Arseniul mareste rezistenta anticoroziva , duritatea si fragilitatea aliajelor in care este parte
Arsenurile se obtin prin topirea componentilor si prin trecerea topiturii sau a vaporilor rezultati peste metale.
NOTA : In procesele aluminotermice arsenurile rezulta cu usurinta.
Pot apare astfel arsenuri de Ni ( NiAs), de Co (CoAs), de fier (FeAs), care se poate combina cu Sulful dand mispichelul( FeAsS).
Arseniul si arsenurile sale se utilizeaza cu multa precautie, datorita toxicitatii vaporilor sai.
1.3.1.2 TEHNOLOGII DE SUDARE ELECTRICA [1]
Tehnologiile de sudare electrica a sinelor de cale ferata , metrou si tramvai sunt :
1. Sudura manuala cu electrod ivelit a sinelor asezate cap la cap ;
2. Sudarea sinelor, asezate cap la cap, prin presiune si topire intermediara – este tehnologia care are cea mai mare productivitate.
3. Sudarea in baie de zgura a sinelor asezate cap la cap. Pana in prezent reprezinta un procedeu experimental. Potential, poate deveni un procedeu de mare productivitate.
1.3.1.2.1- Sudura cu electrod invelit a sinelor asezate cap la cap
Sudarea se executa manual, cu arc electric.
Procedeul se materializeaza cu ajutorul unei surse de caldura (tensiune/curent). Tensiunea este aplicată unui electrod de sudura, invelit cu un strat de materiale de protectie/aliere.
Piesa ce urmează să fie sudată este conectată la masa sursei de tensiune. Prin apropierea electrodului de piesa legata la masă, se închide circuitul electric prin intermediul unui arc electric. Intensitatea curentului este reglabilă și depinde de diametrul electrodului de sudura. Intensitatea este parametru care determină adancimea la care va fi pătruns materialul de baza (sina).
Materialul de adaos utilizat este furnizat de către electrodul de sudare.
Curentul de sudare este de tip continuu si este generat de o sursa specializata care poate fi : un motogenerator de sudura, un transformator trifazat de sudura cu redresor, sau un invertor.
Arcul electric actioneaza ca o sursa de caldura [16] care determina topirea locala a materialului de baza si a materialului de aport ( electrodul de sudura).
Aceste materiale sunt complet solubile in stare lichida.
Energia termica acumulata de atomii materialelor implicate permite depasirea barierelor de potential prezentate de atomii vecini, chiar si numai pentru intervale mici de timp.
La scara atomica, este activata energia de difuzie a atomilor si apare posibilitatea depasirii barierelor de potential existente intre atomii vecini. Atomii pot sari din pozitia lor de echilibru in locuri vacante, sau in interstitii vecine , conform legilor difuziei.
Apare astfel aliajul [17] de sudura care nu are compozitia chimica si structura metalografica a materialului de baza, sau a materialului de aport.
Solidificarea baii de metal lichid formata prin topirea si amestecarea locala a materialului de baza si de aport duce la formatea aliajului de sudura solidificat si implicit la formarea cusaturii sudate.
Realizarea sudării cu arc electric, de tipul celei prezentate in figura 52, impune respectarea următoarelor condiții:
menținerea arcului electric într-o stare staționară astfel încât intensitatea curentului IS și tensiunea arcului Ua să aibă valori cât mai constante;
introducerea continua cu viteza Ve a materialului de adaos 1 în arcul electric, arc care arde între vergeaua electrod și componentele de sudat 2;
deplasarea arcului electric în lungul rostului între componentele de sudat, cu viteză constantă – numită viteză de sudare, Vs. În acest fel se realizează topirea marginilor materialului de baza, formând împreună cu materialul de adaos o baie de sudura 3;
urmărirea rostului și umplerea lui uniformă astfel ca după solidificarea băii să se realizeze un cordon continuu și cu dimensiuni geometrice impuse.
Fig.52
O problema importanta care apare in cursul procesului de sudare este generata de faptul ca metalele reacționează mai repede cu atmosfera pe măsură ce temperatura lor crește. Din aceasta cauza trebuie aplicata o metodologie de protecție a metalului fierbinte împotriva atacului atmosferic. Invelisul electrozilor de sudura indeplineste aceasta sarcina.
1.3.1.2.1.1 Tehnologii de sudura cu arc electric
In prezent, in lume, pentru sudarea sinelor de cale ferata, metrou si tramvai se folosesc doua tehnologii relativ performante.
1. Tehnologia ESAB – Foloseste pentru formarea cordonului de sudura, patine din cupru racite in aer atmosferic.
Aceasta tehnologie foloseste preincalzirea capetelor de sina , dar nu utilizeaza racirea controlata a cordonului de sudura.
Tehnologia ESAB nu asigura independenta fata de surse traditionale de energie
Rata defectelor accidentale este mai mica de 0,3%.
Tehnologia ESAB se poate aplica si in curbe, sau pe aparatele de cale.
Este cel mai ieftin procedeu de sudura a sinelor.
2. Tehnologia QUARK – Foloseste pentru formarea cordonului de sudura forme din materiale refractare.
Formele refractare se pasuiesc usor functie de particularitatile geometruice ale sinelor care trebuiesc sudate. Aceste forme, sub actiunea umiditatii atmosferice se descompun, in timp.
Formele refractare asigura natural, in zona cordonului de sudura, o viteza de racire de circa 100 de ori mai mica dacat in cazul folosirii patinelor de cupru ( tehnologie ESAB).
Fig. 53. Montarea formelor pe șine.
1 – profil șine; 2 – forme prefabricate; 3- canale evacuare zgura ; 4-talpa
Tehnologia QUARK permite controlarea vitezei de racire (la circa 70C / s), astfel incat in cordonul de sudura structurile metalografice sa fie preponderent perlitice.
Tehnolgia Quark se aplica cu preincalzirea materialului de baza.
Pana in prezent, rata defectelor accidentale, aparute in exploatarea liniilor de tramvai sudate cu tehnologia QUARK este de 0,00%.
Pretul de cost al unei astfel de suduri este cu circa 50% mai mic decat al sudurilor aluminotermice.
Tehnologia QUARK se poate aplica si in curbe, sau pe aparatele de cale, chiar si atunci cand temperatura in sine este sub 50C.
Tehnologia QUARK nu asigura independenta fata de sursele traditionale de energie.
Raportul calitate / pret este net favorabil acestei tehnologii de sudura a sinelor de tramvai, raportat la toate celelalte tehnologii de sudura aplicate pe plan mondial.
Este cel mai sigur procedeu de sudura a sinelor de tramvai.
1.3.1.2.1.1 Parametrii tehnologici utilizati la sudarea cu arc electric
În cazul imbinarilor sudate, tehnologia prezintă modul cum trebuie să se acționeze pentru a satisface cerințele funcționale și de exploatare ale respectivei structuri. In cazul sudării cu arc electric, tehnologia de sudare este determinată de o serie de mărimi, numite parametri tehnologici de sudare.
In consecinta proiectarea tehnologiei de sudare, implica determinarea valorile parametrilor tehnologici de sudare astfel încât să se obțină o structură sudată în condiții de calitate, precizie dimensională, productivitate ridicată și cost de producție minim.
La elaborarea tehnologiei de sudare cu arc electric se au în vedere trei categorii de parametri tehnologici de sudare: primari, secundari și terțiari.
a. Parametrii tehnologici primari
Acești parametri sunt următorii:
Intensitatea curentului de sudare – este definită ca fiind intensitatea curentului electric care trece prin arcul electric între electrod și materialul de bază (IS);
Tensiunea arcului – este definită ca fiind tensiunea electrică între electrod și materialul de bază, respectiv tensiunea coloanei arcului(Ua);
Viteza de sudare, reprezintă viteza de deplasare a arcului electric în lungul inaltimii rostului dintre capetele de sina (vS);
Energia liniară, reprezintă energia electrică administrată procesului de sudare pe unitatea de lungime a cordonului (EL) , ea fiind stabilită prin relația:
Parametrii tehnologici primari definesc si conditioneaza atat dimensiunile cordonului și ale zonei influențate termomecanic, cat și stabilitatea arcului și rata depunerii. Astfel:
Analizând principial variatiile prezentate se vade ca ,în anumite limite valorice, intensitatea curentului influențează în sensul creșterii tuturor dimensiunilor cordonului. În schimb, viteza de sudare influențează în sensul scăderii tuturor dimensiunilor cordonului de sudură.
b. Parametrii tehnologici secundari
Acești parametri sunt următorii (figura 57):
Lungimea arcului (La) este distanța de la capătul electrodului până la baia de sudură;
Lungimea liberă (Ll) este distanța de la contactul electric al electrodului (sârmei) până la capătul electrodului ce poartă arcul electric, sau, altfel spus, este distanța de la piesa de contact a sârmei electrod până la arcul electric;
Viteza materialului de adaos (Va) este viteza cu care avansează electrodul în baia de sudură;
Poziția electrodului este poziția definită prin unghiurile de poziție ale electrodului în raport cu componentele de sudat.
Diametrul electrodului ( de ) – diametrul sarmei din componenta electrodului invelit
Parametrii tehnologici secundari nu influențează direct dimensiunile cusăturii.
Dimensiunile cusăturii pot fi însă influențate de aceștia doar prin intermediul parametrilor tehnologici primari. Lungimea arcului, La, influențează în primul rând asupra transferului de material prin arcul electric. Dacă lungimea arcului este mică, apropiată de zero, transferul este short- arc (sha). Dacă lungimea arcului crește, atunci transferul este spray-arc (spa). Transferul short și spray este funcție și de mărimea curentului de sudare.
Se spune că dacă:
La < de – se sudează cu arc scurt;
La = de – se sudează cu are normal;
La > de – se sudează eu arc lung.
Lungimea liberă (Ll) influențează prin rezistența electrică a electrodului pe care o introduce în circuitul electric, între zona de contact a sârmei electrod și arcul electric.
Rezistența electrică a lungimii libere (RL) se exprima matematic prin relatia:
Unde :ρe- este rezistenta specifica a sarmei electrod
Rezistența electrică a lungimii libere, influențează în primul rând curentul de sudare, cu creșterea lungimii libere, crește rezistența RL, în felul acesta, considerând UL constant, scade intensitatea curentului de sudare:
Fig.57
Se observă că odată cu creșterea lungimii libere crește cantitatea de căldură, administrată procesului, sârma pătrunde în arcul electric mai caldă și, ca atare, crește rata depunerii AD (Fig. 57. Pătrunderea p are o ușoară creștere nesemnificativă cu lungimea liberă.
Poziția electrodului în raport cu piesele de sudat poate fi definită față de un sistem de referință plan orizontal – plan vertical, sau în raport cu un sistem de referință solidar cu piesele de sudat Fig. 58. În raport cu un sistem de referință plan vertical (Fig.58) electrodul este poziționat la unghiul β.
Fig.58
Unghiul β se ia în funcție de poziția de sudare astfel încât să se asigure autosusținerea băii de metal topit în condițiile în care aceasta nu este susținută artificial.
NOTA: In cazul nostru, in care baia de sudura este sustinuta de formele de sudura si de capatele de sina, pentru materializarea diagramei de sudura Fig.58 si implicit pentru a asigura o anumita patrundere a fuziunii in piesele participante., unghiul β trebuie sa fie de circa 12-150 spre capatele sinelor si de 00 spre formele refractare.
Poziția electrodului în raport cu axa longitudinală c – c a rostului (Fig.59) este definită de unghiul α, unghiul axei electrodului în raport cu normala la rost, măsurată în planul de deplasare a electrodului corespunzător vitezei de sudare vS.
Fig.59
Unghiul α este negativ atunci când, vectorul Ve face în raport cu vectorul VS un unghi mai mare de 90°.
Unghiul α este pozitiv atunci când vectorul Ve face în raport cu vectorul VS, având ca origine centrul arcului electric, un unghi mai mic decât 900. Se consideră, în această convenție, că viteza VS este administrată pieselor de sudat.
Semnul unghiului α este foarte important în ceea ce privește dimensiunile cordonului de sudură. Dacă α este negativ (fig.59), adica daca electrodul este inclinat spre directia lui de inaintare atunci arcul electric preîncălzește materialul de bază. Ca urmare, pătrunderea crește, supraînălțarea cordonului crește, în schimb lățimea cordonului scade.
Dacă unghiul α este pozitiv, atunci la deplasarea relativă electrod – metal de bază, arcul electric găsește zone reci ale metalului de bază, ca atare, cantitatea de căldură indusa de arcul electric nu poate asigura o pătrundere mare și lățimea cordonului creste.
Aceiași cantitate de material ce provine din sârma electrod, deplasându-se cu viteză constantă nemaiputând în continuare să supraînalțe cordonul îl lățește.
NOTA:Din figura /diagrama de mai jos (Fig. 60)se trage concluzia ca pentru realizarea sudurii capetelor de sina si implicit pentru matrerializarea diagramei dreptunghiulare de sudura si de evacuare a zgurii, electrodul va fi inclinat spre directia de inaintare a sudurii ( se va folosi un unghi α negativ) ceea ce va conduce la preincalzirea materialului de baza si va accentua patrunderea fuziunii in acelasi material
Fig.60
X – plan orizontal de executare sudura; Y – plan vertical ┴ pe planul X; Z- planul electrodului de sudura; α – unghiul dintre planele Z si X; β – unghiul de inclinare al electrodului din planul Z fata de segmentul AB; AB – dreapta de intersectie a planelor X, Y si Z.= rost sudura; ɣ = 900 – unghiul dintre planele X si Y; C E F D – sensul in care electrodul parcurge planul sudurii.
La parcurgerea segmentelor CD si EF unghiul β = 900
La parcurgerea segmentelor CE si FD , unghiul β < 900 ( 78 – 750).
c. Parametrii tehnologici terțiari
Parametri tertiari sunt::
Diametrul electrodului (de);
Tipul electrodului (electrod învelit, sârmă electrod, etc);
Genul de protecției a arcului electric (prin învelișul electrodului, prin flux sau prin gaz de protecție) și tipul protecției în cadrul genului ales;
Nivelul protecției (grosimea învelișului, debitul de gaz de protecție, etc). Cu cât lungimea arcului La este mai mică, protecția este mai bună;
Natura și polaritatea curentului de sudare;
Numărul de straturi (nt);
Așezarea straturilor în rost.
Se observă că parametrii tehnologici terțiari variază în trepte. Acestia nu pot fi modificați în timpul procesului de sudare. Parametrii tertiari influențează atât procesul de sudare cât, mai ales calitatea sudurii .
Parametrii tehnologici terțiari sunt specifici diferitelor procedee de sudare, de aceea ei trebuiesc analizati prin raportare la procedeul de sudare vizat.
d. Preîncălzirea sudurii electrice
Pentru asigurarea unor proprietăți îmbunătățite cordonului de sudura si în special pentru a evita formarea constituenților fragili, reducerea tensiunilor interne, precum și pentru a evita aparitia defectelor care pot apărea în urma procesului de sudare (fisuri, pori etc.), de o deosebită importanță este temperatura la care se afla componentele înaintea procesului de sudare. Dacă acestea sunt sudate fără aport termic suplimentar, atunci temperatura inițiala a desfășurării procesului este temperatura mediului ambiant. Dacă înaintea operației de sudare toate componentele se încălzesc, atunci temperatura inițială de la care începe operația de sudare se numeste temperatură de preîncălzire.
Atât temperatura mediului ambiant cât și temperatura de preîncălzire influențează caracteristicile îmbinării sudate În cazul în care componentele ce urmează a fi sudate au temperatura inițială egală cu temperatura mediului ambiant (T0), atunci, ciclul termic la sudare, constând în încălzirea pieselor până la temperatura maximă și apoi răcirea acestora până la temperatura mediului ambiant, se prezintă ca în figura 61, curba a.
Dacă piesele ce urmează a fi sudate sunt mai întâi preîncălzite, administrându-li-se local sau integral o cantitate de căldura, atunci ciclul termic începe de la temperatura de preîncălzire (Tpr), ajunge la temperatura maximă (Tmax pr) și apoi răcirea se desfășoară conform curbei b din figura 61.
Fig.61
NOTA: Temperatura de preincalzire se stabileste tinand cont de valoarea calculata a carbonului echivalent. In cazul sudurii sinelor din otel, functie de compozitia lor chimica, temperatura de preincalzire folosita este de 350 – 4000C (pentru otel tip 62R2).
Comparând cele doua cicluri termice, la sudarea fără preîncălzire (curba a) și la sudarea cu preîncălzire (curba b), se constată următoarele:
la sudarea cu preîncălzire temperatura maxima este mai mare decât la sudarea fără preîncălzire(Tmax pr > Tmax);
la sudarea cu preîncălzire crește viteza de încălzire față de sudarea fără preîncălzire;
la sudarea cu preîncălzire vitezele de răcire sunt mult mai mici decât la sudarea fără preîncălzire; câmpul termic al diferitelor puncte din zona cordonului de sudura tinde să se uniformizeze, respectiv variațiile de temperatură ale punctelor învecinate, mai ales a celor din zona influențată termic, sunt mai reduse.
De o deosebită importanță în analiza câmpurilor termice este faptul că viteza de răcire la sudura cu preîncălzire este mai mică, ea putând fi situată sub viteza critică de răcire. Ca urmare, se reduce pericolul apariției constituenților fragili în zona cordonului de sudură, respectiv pericolul apariției fisurilor sau al altor defecte.
Principalele efecte fizico-mecano-metalurgice ale preîncălzirii în procesul sudării sunt:
scăderea vitezei de răcire – face ca modificările structurale din zona influențată termic să fie mai lente, deci mai apropiate de echilibru; ca urmare, structurile fragile din aceasta zona sunt diminuate cantitativ, zona influențată termic va avea duritate mai mică și o tendință de fisurare mai redusă;
scăderea vitezei de răcire – creează condiții favorabile ieșirii gazelor din metalul topit ca urmare a creșterii fluidității băii de sudură; se evită astfel defectele de tipul porilor ce apar în urma procesului de sudare,
uniformizarea relativă a câmpului termic după procesul de sudare are ca efect micșorarea tensiunilor remanente și a deformațiilor îmbinărilor sudate cu asigurarea condițiilor de precizie dimensională a structurii;
creșterea temperaturii maxime la sudarea cu preîncălzire poate conduce la mărirea grăunților cristalini din regiunea supraîncălzită a zonei influențate termic; aceasta tendință este oarecum frânata de creșterea vitezei de încălzire.
Acestor efecte, în majoritatea lor benefice, li se adaugă și o serie de efecte economice ale sudării cu preîncălzire și anume:
prin introducerea unei cantități initiale de căldură cresc consumurile energetice la sudare și, ca urmare, crește costul sudrii;
ca urmare a preîncălzirii se consumă o perioadă suplimentara de timp, avand ca efect scăderea productivității muncii;
condițiile ergonomice de lucru ale sudorului sunt înrautatite deoarece radiațiile termice produse de piesele preîncălzite influențează operatorul uman.
Preîncălzirea se face prin încălzirea și menținerea la temperatura de preîncălzire a unei fâșii de o parte și de alta a cordonului egală cu de 6…12 ori mai mare decât grosimea materialului de baza, dar aceste fâșii nu trebuie să fie mai mici de 70…80 mm.
e. Racirea controlata a sudurii electrice
Se stie ca o viteza de racire diminuata conduce la micsorarea tensiunilor termice remanenete in sudura.
Daca viteza de racire are valori adecvate, in cordon si in ZIT, pot fi induse structuri metalografice favorizante pentru ameliorarea locala a proprietatilor fizico-mecanice ale imbinarii sudate.
Se recomanda ca viteza de racire a suduri sa fie de circa 70C / s.
Folosirea formelor refractare pentru realizarea cordonului de sudura si indepartarea lor dupa circa 2 ore de la finalizarea sudurii are efecte benefice asupra diminuarii tensiunilor interne remanente.
Desigur, viteza de racire depinde atat de transferul / pierderea de caldura prin sine , cat si de conditiile atmosferice momentane si din aceasta cauza scaderea tenperaturii, din zona sudurii, trebuie controlata si ajustata ( eventual chiar prin aport termic) pentru a se incadra in limitele prestabilite.
f. Procese metalurgice in sudura electrica [3]
Procesele metalurgice din cordonul de sudura sunt influentate de:
1. Temperatura inalta a baii de sudura – circa 23000C;
2. Volumul mic de metal topit care se formeaza in baia de sudura – in general, circa 2cm3;
3. Intervalul de timp scurs intre momentul inceperii formarii baii de sudura si momentul cristalizarii ei – este de cateva secunde.
4. Racirea baii de sudura – se desfasoara cu viteze cuprinse intre 5 – 150C / s.
Datorita temperaturii inalte, existente in zona cordonului de sudura, atat electrodul cu invelisul sau, cat si materialul de baza se topesc, se evapora partial, ard, sau se imprastie, in zona sudurii.
Moleculele de oxigen, hidrogen si azot care se afla in proximitatea arcului de sudura se descompun in atomi si ioni corespunzatori.
In stare atomica aceste elemente sunt deosebit de active si reactioneaza usor cu elementele din baia de sudura (otel topit) producand in final un otel fragil.
Cantitarea mica a otelului topit, din baia de sudura si marea masa, relativ rece a materialului de baza, conduc la evacuarea rapida a caldurii din zona in care are loc sudarea, astfel incat cristalizarea si solidificarea metalului din cordonul de sudura se petrece rapid ceea ce influenteaza semnificativ structura metalografica si proprietatile fizico-mecanice ale cordonului de sudura si ale zonei influentate termic. Simultan reactiile chimice dintre metalul topit din baie si zgura se deruleaza rapid, sunt incomplete si nu conduc la stari de echilibru.
Cristalizarea materialului din cordon si din zonele adiacente incepe de la grauntii metalului de baza incomplet topiti, aflati la marginea baii lichide de sudura.
La reteaua metalica incomplet solidificata se ataseaza atomii fazei care sunt in curs de cristalizare.
Dupa solidificarea metalului din cusatura sudata, in zonele care au fost topite, apar graunti formati partial din metalul materialului de baza si partial din metalul materialului de aport. Apare astfel o legatura metalica continua intre materialul de baza ( sina) -cusatura sudata ( materialul de aport) – sina. In cusatura apare un gradient al concentratiei materialului de baza in materialul de aport.
Formarea cusaturii sudate apare ca umare a deplasarii electrodului de sudura in lungul rostului de sudat. In partea din fata a arcului se realizeaza topirea materialului de baza si realizarea aliajului de sudura, iar in spatele arcului se realizeaza cristalizarea materialului rezultat.
5. Disocierea termica a gazelor de interes. Datorita temperaturilor inalte din zona baii de sudura electronii lovesc intens moleculele gazelor atmosferice si le disociaza in atomi. Moleculele de oxigen, de hidrogen si de azot sunt disociate in atomi, dupa reactii de tipul celor de mai jos.
H2 ↔ 2H; O2 ↔2O; N2 ↔2N
Atomii de oxigen, de hidrogen si de azot sunt foarte activi si se dizolva usor in baia de metal topit, inrautatind proprietatile metalului respectiv.Ii martesc fragilitatea si-i micsoreaza plasticitatea. Pentru diminuarea acstor fenomene in invelisul electrozilor de sudura de introduce CaF2, care la temperaturi inalte se descompune cu eliberare de F, printr-o reactie de tipul:
CaF2 ↔ CaF + F
Florul eliberat inrautateste arderea arcului electric, dar prin reactie cu hidrogenul atomic genereaza molecule stabile de CaF si de HF, curatind astfel baia de sudura de hidrogenul atomic
Daca invelisul electrozilor de sudura contine CaCO3 , la temperatura arcului electric se descompune CaO si CO2. Acesta din urma, datorita marii temperaturi existnte in jurul electrodului de sudura, se descompune in 2CO si O2, dar o parte din CO2 ramane in baia de sudura . Oxigenul degajat are tendinta de a oxida metalul din baia de sudura..
f. Zona influentata termic in cazul sudarii electrice a otelurilor carbon
Sub actiunea caldurii arcului electric, in materialul de baza, din apropierea baii de sudura, apar modificari structurale care inrautatesc rezistenta mecanica a sudurii. Aceasta este zona influentata termic- ZIT.Fig. 62
Fig.62
Fig.63
Cordonul de sudură este format de obicei din două straturi: stratul de rădăcină 1 și stratul de completare 2 – (figura 63). Atât stratul de rădăcină cât și cel de completare pot fi realizate din mai multe substraturi (treceri). În figura 63 stratul de completare 2 este realizat din trecerile a, b, c, d… etc.
Daca otelul carbon, supus sudurii, este in stare normala , conform Fig. 64, in ZIT se disting urmatoarele zone :
– Intre cusatura sudata 1 si materialul de baza apare o zona 2 ( o fasie ingusta) care face trecerea dintre cusatura si materialul de baza ( sina).
– Urmatoarea zona este una cu cristale mari, care apare ca urmare a incalzirii intense a zonei austenitice.
– Pe masura ce temperatura se apropie de temperatura de transformare ( din diagrama Fe-C), grauntii devin mai fini si apare astfel fasia normalizata 4.
– Atunci cand temperatura materialului de baza este situata intre segmentul AB si punctul Ar1
( din diagrama Fe-C), transformarile structurale sunt partiale- zona 5.
– Materialul de baza , care nu a fost afectat termic, constituie zona 6.
Fig.64
In ZIT , structural, exista macrostructuri si microstructuri primare si secundare, dupa cum s-au format in cursul solidificarii topiturii, sau al transformarilor fazice.
In figura 65 sunt prezentate structurile sectoarelor cusaturii sudate rezultate in urma incalzirii tehnologice, in care :
Zona 0 – Sectorul metalului topit ;
Zona 1 – Sectorul supraincalzit ;
Zona 2 – Sectorul normalizat ;
Zona 3 – Sectorul cu recristalizare incompleta ;
Zona 4 – Sectorul cu recristalizare completa ;
Zona 5 – Sectorul cu fragiliutate la albastru
Fig.65
– Sectorul metalului topit ( Zona 0) – Are o structura columnara, cu cristale orientate catre interiorul cusaturii. Cristalele sunt alcatuite din dendrite, unidirectionale ( uneori cu bifurcatii).
O grupa de dendrite care au o limita clara ( hotar) se numeste cristalit coloana
Structura primara prezinta neuniformitate chimica . Structura secundara prezinta o asezare liniara a lanturilor granulare.
– Sectorul supraincalzit al cusaturii ( Zona 1) – Prezinta o structura macrogranulara care induce in metalul respectiv o plasticitate si o rezilienta diminuata.
Latimea sectorului variaza intre 0,2 – 4 mm.
Micsorarea lungimii sectorului supraincalzit se obtine prin marirea vitezei de sudare, sau realizarea sudurii din mai multe straturi.
– Sectorul normalizat ( Zona 2) – Prezinta o structura microgranulara a metalului cusaturii. Latimea sectorului variaza intre 0,2 – 5 mm.
– Sectorul cu recristalizare completa ( Zona 4) – Este zona in care apar deformatiile plastice ale metalului . Latimea zonei variaza intre 0,1 – 1,5 mm.
– Sectorul cu fragilitate la albstru ( Zona 5) – Este zona in care structura materialului este identica cu structura intiala a sinei. Temperatra materialului din aceasta zona este cuprinsa intre 200 – 4000C.
g. Fisurarea la cald si fisurarea la rece a sudurilor electrice
Fisurarea la cald apare in cusatura datorita variatiei compozitiei chimice locale fata de axa sudurii
Fisurarea la cald apare cu predilectie in aliajele sudate care contin 5% Cr si de la 0,1 – 2,5%C, sau 9-10% Cr si 0,9 – 1,2% C
NOTA : De aici se vede ca materialul de adaos (electrozii de sudura folositi pentru sudura sinelor ) trebuie sa contina Cr sub 5%.
Fisurarea la rece apare datorita modificarilor structurale si de faze din ZIT si / sau datorita tensiunilor mecanice remanente din sudura..
Fisurarea la rece este favorizata de hidrogenul atomic care se elimina din solutia solida , din microvolumele metalului din cordonul de sudura. Hidrogenul atomic eliminat, devine molecular ( se recombina) si creeaza in metal o presiune interna, care genereaza tensiuni interne ce conduc la fisuri.
1.3.1.2.2 – Sudura electrica a sinelor, asezate cap la cap, prin presiune si topire intermediara [3]
Îmbinarea sudata se realizeaza prin trecerea curentului între două perechi de eclise – electrod și piesele de sudat.
La apropierea capetelor de sina se formează o serie de nuclee (puncte) sudate care se pot suprapune (sudură etanșă) sau nu, la suprafața de separatie dintre cele doua capete de sina
Sursa de putere poate fi unul sau mai multe transformatoare sau mai nou, invertoare.
In functie de tehnologie și dimensiunile sinelor se proiecteaza echipamentul de sudura, care poate ajunge pana la 630 kVA și sute de kilograme. Echipamentul poate genera zeci de KA care sunt transmisi sinelor prin doua perechi de eclise profilate, functie de tipul sinelor care se sudeaza.
Strangerea ecliselor pe sine se poate face mecanic, pneumatic sau hidraulic. Schematic procedeul este prezentat in figura de mai jos.
Initial, la contactul celor doua capete de sina, legate in circuitul electric, densitatea de curent este foarte mare si metalul celor doua capeta de sina se incalzeste intens, se topeste, fierbe si o parte din el se evapora. Apare o mica explozie a contactelor formate, stropi si scantei – Fig. 66a. La presarea in continuare, a capetelor de sina, apare un strat uniform de metal topit, insotit de o refulare a metalului si o micsorare „Δ” a lungimii cupoanelor sudate –Fig.66 b.
Fig.66 – Schema procedeului de sudare cu presiune si topire intermediara
Fazele sudarii prin presiune si topire intermediara sunt prezentate schematic in figura 67
Fig. 67
Caracteristici:
Este procedeul de sudura cu cea mai mare productivitate
Este un procedeu de sudura relativ scump deoarece, pentru aplicare, necesita utilaje complexe, scumpe (circa 1 milon de EURO) si personal specializat.
Nu se poate aplica in curbe si pe aparatele de cale.
Nu permite tratamente termice postsudura.
Performantele tehnologice obtinute sunt dependente de conditiile meteorologice de moment.
Rata defectelor accidentate este sub 0,5%
1.3.1.2.2.1 Zona Influentata termic – prezinta particularitati legate de faptul ca otelul din capetele de sina a fost incalzit si deformat plastic.
Incalzirile au loc la temperaturi situate sub linia Ar1 ( diagrama Fe-C). si la racire au loc recristalizari care determina o crestere a grauntilor din zona 6 a diagramei de mai jos ( Fig68), in care zona 7 reprezinta zona metalului de baza neafectata termic
Fig.68
Zona 1 – Sectorul metalului topit ;
Zona 2 – Sectorul supraincalzit ;
Zona 3 – Sectorul normalizat ;
Zona 4 – Sectorul cu recristalizare incompleta ;
Zona 5 – Sectorul cu recristalizare completa ;
1.4 CONCLUZII ALE STUDIULUI DOCUMENTAR SI PROPUNERI PENTRU ELABORAREA TEZEI
1.4.1 Concluzii
Circulatia trenurilor pe calea fara joante permite utilizarea vitezelor mari de circulatie in conditii de securitate acceptate astazi pe plan mondial.
Circulatia trenurilor pe calea fara joante mareste confortul calatorilor, diminueaza zgomotul de rulare si micsoreaza cheltuielile de intretinere a caii si ale materialului rulant.
Astazi, in lume sunt utilizate, pentru realizarea caii fara joante, tehnologii de sudura aluminotermica si de sudura electrica, aplicate prin mai multe procedee.
Realizarea caii fara joante a inceput in Germania, in anul 1911, odata cu realizarea primelor suduri aluminotermice la calea ferata.
De atunci si pana in prezent tehnologia aluminotermica a ajuns sa fie utilizata, in diferite variante, in intreaga lume.
Principalul ei avantaj este ca se poate aplica in locuri unde nu exista surse traditionale de energie.
Este o tehnologie relativ sigura, dar care se practica cu preturi relativ ridicate, la temperaturi in sina de peste 50C
Principalele dezavantaje sunt legate de :
– influenta pregnanta a factorului uman ;
– imposibilitatea aplicarii ei in locuri inguste ( pe unele aparate de cale).
– dependenta de conditiile atmosferice – nu se poate aplica la temperaturi scazute , pe ploaie, burnita si ninsoare.
– imposibilitatea controlarii tensiunilor remanente in cordonul de sudura.
Obtinerea sudurilor de calitate impune armonizarea caracteristicilor tehnice ale termitului, ale formelor de sudura/turnare, ale materialelor auxiliare, ale sculelor si dispozitivelor necesare si ale procedurii de lucru.
Consacrare au dobandit doar unele variante tahnologice de sudura aluminotermica cu turnare directa si/sau cu turnare indirecta.
Particularitatea tehnologiei de sudare aluminotermica este ca se afla la granita dintre stiinta elaborarii si turnarii otelurilor de inalta temperatura si stiinta realizarii sudarii materialelor metalice.
1.4.2 Propuneri pentru elaborarea tezei.
Elaborarea teze urmareste titlul ei.
« EFICIENTIZAREA PROCESULUI DE REALIZARE A TERMITURILOR DESTINATE REALIZARII IMBINARILOR NEDESTRUCTIVE « . Aceasta inseamna obtinerea de termituri performante, fabricate cu preturi minime de productie.
Caracteristicile termiturilor nu pot fi cuantificate decat relativ la calitatea sudurilor realizate si de aici necesitatea de a le armoniza cu caracteristicile formelor de sudura, ale materialelor auxiliare, ale sculelor si dispozitivelor necesare si ale metodologiei de sudare.
Toate acestea vor fi tratate in interdependenta, ca un tot unitar.
Se propune elaborarea otelului termitic prin utilizarea termiturilor cu proprietati dirijate si a tehnologiei de sudura cu turnare indirecta.
Fabricatia termiturilor, elaborarea otelului termitic, turnarea lui conform tehnologiei de sudura alese se va face prin studierea intercorelarilor parametrice relative la factorii care controleaza procesele in cauza.
Se va documenta o compozitie chimica originala pentru otelul termitic, cu utilizarea elementelor de microaliere si a celor de modificare a structurii metalografice a otelului turnat.
Tehnologia de turnare/sudare va fi reproiectata pornind de la analiza critica a solutiei aplicate in prezent si ameliorate teoretic prin simulari matematice.
Validarea solutiilor alese se va face experimental. Se vor face suduri experimentale pe standul de suduri aluminotermice si se vor compara cu suduri realizate prin tehnologii utilizate in prezent ( ELECTROTERMIT – Germania , DELACHAUX- Franta si QUARK – Romania).
Materiile prime cele mai ieftine sunt cele rezultate din deseuri si din aceasta cauza vom folosi atat tundere sintetice, asa cum rezulta ele din diferite procedee de prelucrare termica a metalelor, cat si pulberi de aluminiu recuperate tot din deseuri.
Procesarea materiilor prime se propune a se face pe doua linii de fabricatie separate, pana la etapa realizarii amestecului termitic, organizate gravitational,
Fabricarea formelor de sudura, a materialelor auxiliare si a sculelor si a dispozitivelor necesare realizarii sudurilor aluminotermice presupune si ea existenta unor linii de fabricatie specializate,
dar problematica lor depaseste cadrul prezentei teze de doctorat.
BIBLIOGRAFIE
[1]. Francisc TUSZ – Tratat de Sudura. Editura Sudura . Timisoara 2003. Pag.30 – 74
[2]. Mihai COJOCARU – Pulberi Metalice. Editura Fair Parteners 2009. Pag. 16-33 ; 13 – 156
[3]. Ilie BOTEZ, Alexandru SARBU, Alexandru MARIN si altii- Sudarea Electrica. Editura Tehnica-Info. Chisinau 2011. Pag. 74 – 82 ; 247-249.
[4]. Florea OPREA, Dragos TALOI, Ion CONSTANTIN, ROMAN Rodica – Teoria Proceselor Metalurgice. Ed. Dicactica si Pedagogica. Bucuresti 1978. Pag.297 – 430.
[5]. Costel ROMAN – Medii Controlate in Ingineria Materialelor-Lucrari Practice. Iasi 2007. Pag. 7 – 94.
[6].*** “Diagrammi sostoianiea dvoinih i mnogocomponentnih sistem na osnove jeleza” SPRAVOCINIC, Moskva, Metallurghia,1986, pp.41-43
[7]. A.E.Vol, “Stroenie i svoistva dvoinih metalliceskih sistem”, Gosudarstvennoe izdatelistvo fizico-matematiceskoi literaturi, Moskva,1962, pp.667-677
[8]. C.D. Nenițescu, Chimie generală, Editura Didactică și Pedagogică, București,1979, pp.1015
[9]. HSC Chemistry, versiunea 6.12, www.outotec.com
[10]. L.P.Vladimirov,Termodinamiceskie rascioti ravnovesia metallurghiceskih reactii Metallurghia, Moskva, 1970.
[11]. V.Iu Levinski, “Diagrammi sostoianiea metallov s gazami”, Metalurghia, Moskva, 1975, pp.239-261
[12]. I. Tripșa, O. Hătărăscu, P.Rozolimo, Obținerea directă a fierului din minereu, Ed. Tehnică, București,1976, pp.42
[13]. Gerard DʹAlbon, David Peretz, Mihai Sciopu – Termodinamica. Editura Didactica si Pedagogica. Bucuresti 1969. Pag. 19 – 191si Pag. 219 – 309.
[14]. I. CARCEA, C. ROMAN, R. CHELARU – Ingineria Proceselor Metalurgice. Ed. Performantica , Iasi, 2006. Pag.
[15]. A. M. COZMUTA, L.M. COZMUTA- Curs de chimie generala. Vol. 1 . Ed. Risoprint. Cluj Napoca . 2007. Pag. 38 – 146.
[16]. Viorel MICLOSI- Tratamente Termice Conexe Sudarii Prin Topire a Otelurilor, Vol. 1. Editura Sudura 2003. Pag. 14 – 33.
[17] Valeria si Marcel-Valeriu SUCIU- Studiu Materialelor.Editura Fair Parteners 2008. Pag49 – 58
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Eficientizarea Procesului DE Realizare A Termiturilor Destinate Realizarii Imbinarilor Nedestructive (ID: 114707)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.