EXPERIMENTE DE IRADIERE ÎN REACTORUL TRIGA COORDONATOR ȘTIINȚIFIC, Conf. univ. dr. Dumitru CHIRLEȘAN ÎNDRUMĂTOR, ABSOLVENT, Ing. Adrian AMZOI… [307115]

UNIVERSITATEA DIN PITEȘTI

FACULTATEA DE ȘTIINȚE

SPECIALIZAREA INGINERIE FIZICĂ

FORMA DE ÎNVĂȚĂMÂNT ZI

TEHNICI DE BRAZARE ÎN VID

A [anonimizat]. univ. dr. [anonimizat]: [anonimizat]. [anonimizat]

2016

Cuprins

Introducere 3

Capitolul I. Obținerea vidului 4

1.1 Noțiuni teoretice 4

1.2 Pompe mecanice 6

1.3 Pompe de difuzie 9

Capitolul II. Încălzirea prin inducție 13

Capitolul III. Brazarea. condiții tehnice și

caracteristici ale procedeului 21

3.1 Brazarea 21

3.2 Caracteristici și condiții tehnice 22

3.3 Fenomene care însoțesc brazarea 26

Capitolul IV. Instalația de brazare și

reglajul automat al procesului 29

4.1. Instalația de brazare 29

4.2. Reglajul automat al procesului de brazare 31

Capitolul V. [anonimizat] 35

5.1 Stabilirea condițiilor de efectuare a brazării 35

5.2 [anonimizat] 600 38

5.3 [anonimizat] 600 42

5.4 Brazarea conductei din

inconel 600 în corp din inox 47

Capitolul VI. Interpretarea datelor experimentale 50

Concluzii 54

Bibliografie 55

Anexe 56

Anexa 1 56

Anexa 2 57

Anexa 3 58

Introducere

Instalațiile experimentale de iradiere ale reactorului TRIGA necesită tehnici specifice de instrumentare. [anonimizat] φ de 1 mm și grosimea tecii de 0,15 mm, fabricată din inox sau inconel 600, este necesară găsirea unor soluții neconvenționale de obținere a unei îmbinării.

Aceasta trebuie să fie sigilată și să aibă o [anonimizat]. [anonimizat], cuprul fiind unul din materialele interzise pentru aceste locații.

În scopul de a [anonimizat], BNi-7. Acesta are secțiune transversală a [anonimizat] o rezistență mecanică ridicată la temperaturi înalte. [anonimizat]-un gel care se evaporă la încălzire fără a lăsa niciun reziduu.

Tehnica de brazarea utilizată în laboratorul ICN se bazează pe încălzirea prin inducție într-o incintă vidată. Toate elementele care urmează a fi îmbinate sunt poziționate în centrul unei bobine din țeavă de cupru. [anonimizat], [anonimizat]-un interval de o secundă, utilizând o aplicație software.

Pentru ca rezultatul procesului de brazare să fie satisfăcător este necesar ca între materialul de bază și materialul de adaos să existe cel puțin o solubilitate parțială. Acest procesul are loc la suprafața de contact dintre materialul de bază și materialul de adaos și se bazează pe capacitatea de aliere dintre aceste două materiale sau cel puțin a unora dintre componentele lor.

[anonimizat], unele dintre acestea având caracter distructiv asupra joncțiunii, în cazul în care condițiile de desfășurare ale procesului și perechea material de bază – material de adaos nu sunt selectate atent. Aceste fenomene sunt: difuzia excesivă a materialului de adaos în materialul de bază, diluția cu materialul de bază, eroziunea materialului de bază și formarea unor compuși fragili.

Capitolul I. Obținerea vidului

1.1 Noțiuni teoretice

Intervalul de presiuni în tehnica vidului este cuprins între presiunea atmosferică (760 torr) și 10-11 torr, aceasta fiind presiunea minimă ce se poate obține cu mijloacele practice cunoscute în prezent. Evacuarea aparatelor electrice se face pornind de la presiunea atmosferică, scăzând presiunea continuu, până când se ajunge la presiunea (vidul) necesară pentru buna funcționare a aparatului.

Există două procedee principale pentru obținerea vidului:

pomparea;

reținerea gazelor cu absorbanți.

Pomparea se face, în general, în două trepte: vid preliminar și vid final. Vidul preliminar și vidul mediu se obțin, în general, cu pompe mecanice, respectiv cu pompe care funcționează direct la presiunea atmosferică. Vidul final se obține cu pompe cu curent de vapori sau cu alte pompe, care necesită un vid preliminar.

Fig. 1.1.1. Intervalele de presiuni corespunzătoare diferitelor

procedee pentru obținerea vidului

Pentru obținerea unor presiuni la care nu se poate ajunge cu pompele, sau pentru a aunge rapid la aceste presiuni și pentru menținerea lor în aparatele în funcțiune, se folosesc absorbanți.

Cele trei elemente esențiale care trebuie luate în considerare la o pompă de vid sunt:

presiunea inițială de la care poate funcționa pompa;

presiunea limită care poate fi obținută cu pompa respectivă;

viteza cu care, prin pompa respectivă se poate obține presiunea limită.

Pompele de vid se clasifică în două mari categorii:

aspiratoare de gaz din recipient, cu evacuare direct în atmosfera înconjurătoare;

aspiratoare de gaz cu evacuare într-un spațiu cu presiune scăzută; acestea pot funcțiuna doar dacă sunt cuplate în serie cu o pompă din prima categorie.

Din prima categorie fac parte pompele cu piston și cele rotative în ulei, iar din cea de-a doua, pompele moleculare și cele cu vapori de mercur sau de ulei. Astfel, o pompă cu difuzie cu vapori de ulei funcționează întotdeauna împreună cu o pompă rotativă cu ulei, care creează vidul preliminar necesar intrării ei în funcțiune.

Fig 1.1.2 Curba caracteristică pentru o pompă de vid

Presiunea inițială, numită câteodată și contrapresiune maximă, reprezintă presiunea maximă de la partea de evacuare a pompei, pentru care pompa poate funcționa în mod normal. La pompele cu vapori, presiunea inițială este numită „vid preliminar” necesar pentru funcționarea pompei.

Presiunea limtă a unei pompe de vid se deduce din curba caracteristică a sa. La începutul pompării, presiunea din recipientul din care gazul trebuie evacuat scade uniform, apoi ritmul de scădere se micșorează, pentru ca după un anumit timp, pompa să ajungă la o presiune sub care nu mai poate evacua. Această presiune se numește presiune limită sau vid limită. În orice caz, cu o pompă care funcționează cu lichid, chiar daca nu are nici o altă pierdere, nu se poate obține o presiune mai mică decât cea corespunzătoare tensiunii vaporilor lichidului folosit, la temperatura de lucru.

Viteza de pompare se exprimă prin relația:

,

din care rezultă prin integrare:

,

în care:

V – volumul recipientului care se videază,

p0 – presiunea limită a pompei,

p1 și p2 – presiunile obținute în recipient la momentul t1, respectiv t2.

Aceste relații se aplică numai la pompele care au presiunea limită foarte scăzută. În cazul pompelor industriale se poate admite că p0 este foarte mic față de p1 și p2, iar în acest caz, relația se scrie:

.

1.2 Pompe mecanice

Pompele din această categorie sunt folosite atunci când gazul evacuat conține un procent foarte mic de vapori condensabili sau când operația se execută prin intermediul unor vase de condensare plasate între pompă și recipientul care conține vaporii. Din această categorie fac parte: pompele cu piston, pompele rotative în ulei, pompele moleculare, pompele rotative cu mercur.

Pompele cu piston se construiesc în majoritatea cazurilor cu acțiune dublă. Debitul acestor pompe este exprimat prin relația:

(m3/h),

în care:

n – numărul de rotații pe minut;

s – secțiunea;

h – cursa pistonului, exprimată în m.

Cea mai simplă pompă este cea cu supape (atât la admisie cât și la refulare) și este folosită pentru obținerea vidului preliminar în instalațiile mari sau în cazul în care este necesar un vid scăzut.

Pentru debite mici, aceste pompe se construiesc pentru funcționarea în poziție veritcală, fără sistem de egalare a presiunii. Cele pentru debite mari se construiesc pentru utilizarea în poziție orizontală și sunt prevăzute și cu sistem de egalizare a presiunii și dublu efect. Cu acestea se obține un vid de 93%.

Pompele rotative în ulei cu palete pe rotor sunt pompe mecanice cu rotor, etanșate cu o baie de ulei. Principiul lor de funcționare este următorul: în carcasa cilindrică a pompei se rotește rotorul așezat excentric. În șanțurile rotorului se găsesc două palete presate asupra cilindrului cu ajutorul unor resorturi sau prin forța centrifugă. Prin mișcarea rotorului, aerul este evacuat prin conducta de evacuare, închisă cu o supapă acoperită cu ulei.

Fig. 1.1.3. Secțiune printr-o pompă rotativă în ulei cu rotor cu palete

1 – corpul pompei; 2 – rezervor pentru ulei; 3 – racord de aspirație; 4 – interiorul cilindrului; 5 – rotor; 6 – palete; 7 – supapă cu bilă și resort; 8 – racord de evacuare;

9 – spațiu mort

(Sursa: Holland-Merten E. L.,Tehnica Vidului, Ed. Tehnică, 1958)

Pompa propriu-zisă este așezată intr-un rezervor dreptunghiular umplut cu ulei până la un anumit nivel, reglat printr-o scurgere de prea plin. Racordul de aspirație trece prin capacul rezervorului, face legătura cu camera din interiorul pompei, unde rotorul se rotește în sensul săgeții. Rotorul constă dintr-un tambur și două palete fixate în canalele acestuia. Între palete se află resorturile din oțel care le presează asupra cilindrului. Rotorul este așezat excentric în camera de pompare în așa fel încât să atingă mereu cilindrul. În timpul rotației, fiecare paletă îndeplinește un rol dublu: pe de-o parte atrage după ea gazul care intră prin racordul de aspirație, pe de altă parte efectuează comprimarea gazului pentru a-l evacua.

Fig. 1.1.4. Funcționarea pompei rotative

(Sursa: Holland-Merten E. L.,Tehnica Vidului, Ed. Tehnică, 1958)

Considerăm ca poziție inițială poziția I a rotorului. În poziția II, paleta A care se mișcă în jos (sensul mișcării este indicat de săgeată) a mărit cu V1 volumul pe care îl ocupă gazul când rotorul se află în poziția I. Paleta B a produs o comprimare a gazului spre supapa de evacuare 4. În poziția III, în spatele paletei A continuă să se absoarbă gazul din instalație, iar paleta B a evacuat gazul comprimat din pompă prin supapa de evacuare. Poziția IV este identică cu poziția inițială numai că paletele și-au schimbat locul. Procesul se repetă în felul arătat mai sus, periodic, după fiecare jumătate de rotație a rotorului.

Condiția esențială pentru obținerea vidului limită necesar esste ungerea abundentă cu ulei a porțiunilor cu frecare ale pieselor în rotație. În porțiunea de evacuare ia naștere presiunea creată prin comprimarea volumului de gaz din pompă, iar în porțiunea de aspirație, un vid din ce în ce mai înaintat. Reducerea cantității de gaz ce pătrunde în partea de aspirație se face prin ungerea abundentă a acestei zone și reducerea spațiului mort la minimum posibil. În acest scop, la anumite pompe, contactul dintre rotor și cilindru nu se face după o linie, ci rotorul pătrunde în cilindru într-o adâncitură care are curbura tamburului.

Un procedeu eficace pentru micșorarea cantităților de gaze care revin în spațiul de aspirație îl constituie racordarea pompelor în serie, de preferat montate în același rezervor, având un singur racord de aspirație și unul singur de evacuare.

Pompele trebuie să aibă turații cuprinse între 200 și 600 rot/min, turația optimă fiind indicată de către producător. La o turație mai mare decât cea indicată viteza de evacuare crește, dar se micșorează vidul limită al pompei, iar la turații mai mici, crește vidul limită și viteza de evacuare scade.

Pentru creșterea vitezei de evacuare se recurge la cuplarea pompelor în paralel caz în care presiunea limită se menține constantă. În acest scop, se construiesc pompe care au 2, 4 sau 6 elemente de pompă montate în același rezervor cu ulei și acționate de la un ax comun, prin intermediul unor roți dințate conice.

Pompele la care evacuarea se face direct în atmosferă sunt prevăzute, în majoritatea cazurilor, cu o supapă compusă dintr-o bilă și un resort, ce are rolul de a împiedica pătrunderea aerului din exterior. Gazele sunt evacuate din pompă numai atunci când presiunea lor depășește presiunea atmosferică, plus greutatea bilei și presiunea exercitată de resort. Din această cauză, aceste pompe produc un zgomot caracteristic, după care se poate aprecia gradul de vid obținut în instalație. Înainte de oprirea pompelor cu ulei trebuie închisă conducta de evacuare; la pornire, se procedează invers.

(cm3/s)

în care:

Ac și At sunt aria secțiunii cilindrului, respectiv aria tamburului;

l – lungimea lor;

n – numărul de rotații pe minut.

Viteza de evacuare calculată cu ajutorul aceste relații se numește viteză de evacuare geometrică. La o pompă bine construită, această valoare trebuie să fie egală cu viteza de evacuare determinată cu ajutorul curbei de funcționare iar raportul dintre Spr și S caracterizează calitatea constructivă a pompelor.

1.3 Pompe de difuzie

În pompele de difuzie, antrenarea moleculelor gazului se face datorită fenomenului de difuzie. Deoarece difuzia se realizează cu atât mai ușor cu cât presiunea este mai mică, deci cu cât drumul liber mijlociu este mai mare, pompele de difuzie funcționează la presiuni la care numai poate avea loc antrenarea gazului prin proprietățile sale de viscozitate.

Fig. 1.7. Schema antrenării gazului prin difuzie

Prin conducta A-B trece un gaz G în direcția săgeții. O cantitate oarecare din acest gaz difuzează în conducta laterală D, trecând prin dopul poros C. În același timp, gazul conținut inițial în conducta D (gazul E) difuzează de asemenea prin dopul poros, se amestecă în curentul de gaz G și este antrenat de acesta.

După un timp oarecare, conducta D și recipientul cu care este legată vor fi umplute cu gazul G, în timp ce concentrația în gaz E a aceste părți va scădea mereu. Dacă gazul G ar fi format din vapori care să se condeseze în D, s-ar produce același fenomen: gazul E ar dispărea încetul cu încetul, în timp ce în D s-ar aduna cantități din ce în ce mai mari de vapori G condensați. Astfel, dacă G este sub formă de vapori, în locul dopului poate fi prevăzută o porțiune răcită, în care vaporii să se condenseze.

Dacă lichidul format are tensiunea vaporilor mică, în conducta și în restul recipientului care conțin gazul E se formează un vid; presiunea poate scădea până la tensiunea vaporilor lichidului condensat la temperatura recipientului.

Construcțiile acestor pompe pot fi clasificate după materialul din care corpul pompei este alcătuit (din sticlă, metalice), după numărul de etaje pe care-l au și după vaporii pe care îi folosesc.

Aceste pompe sunt alcătuite din corpul pompei, un perete sau conductă de răcire și un sistem de duze pe trei sau patru niveluri. Mercurul servind ca fluid de pompă se încălzește în fierbător iar vaporii urcă spre sistemul de duze inelare, prin care sunt ejectați la viteză supersonică. După aceea, jetul astfel format se extinde ca o umbrelă și atinge peretele rezultând condensarea fluidului pompei. Lichidul obținut curge pe perete sub formă de peliculă întorcându-se în fierbător. Datorită acestei răspândiri a jetului, densitatea vaporilor este relativ scăzută. Difuzia aerului sau a altor gaze pompate (sau vapori) în acest jet este atât de rapidă încât, în ciuda vitezei sale ridicate, jetul devine complet saturat cu mediul pompat. Prin urmare, într-un interval larg de presiuni pompele de difuzie au o viteză de pompare mare, constatntă de-a lngul întregii regiuni de lucru a pompei (≤ 10-3 mbar), deoarece aerul la preiuni atât de scăzute nu poate influența jetul.

Fig. 1.8. Secțiune printr-o pompă de difuzie

1 – încălzitor; 2 – fierbător; 3 – corpul pompei; 4 – conductă de răcire;

5 – legătură la recipientul de vidat; 6 – molecule de gaz;7 – jet de vapori;

8 – legătură la pompa de vid preliminar; A,B,C,D – duză ejectoare vapori de mercur

(Sursa: Umrath W., Fundamentals of vacuum technology, 1998 )

La presiuni de admisie mai ridicate, cursul jetului este alterat, rezultând scăderea vitezei de pompare până când, la presiunea de aproximativ 10-1 mbar, devine incomensurabilă.

Presiunea la care se poate ajunge depinde de construcția pompei, presiunea vaporilor fluidului de pompă folosit, condesarea maxim posibilă a fluidului de pompă și curățenia vasului. Mai mult decât atât, cantitatea de fluid de pompă ce ajunge în vas trebuie să fie minimă, în acest scop folosindu-se diafragme corespunzătoare.

Capitolul II. Încălzirea prin inducție

Precum implică și numele, inducția electrică se bazează pe curenți electrici (curenți turbionari) induși în materialul ce trebuie încălzit. Un sistem de încălzire prin inducție este format dintr-o sursă de curent alternativ, o bobină de inducție și piesa care urmează a fi încălzită; în acest caz parametrii sursei de alimentare ce prezintă interes sunt frecvența și amplitudinea curentului alternativ pe care îl furnizează bobinei.

Încălzirea prin inducție se bazează pe două mecanisme de disipare a energiei în scopul încălzirii. Primul, efectul Joule, reprezintă singurul mecanism de generare a căldurii în materiale nemagnetice ( aluminiu, cupru) și mecanismul principal în cazul metalelor feromagnetice. Cel de-al doilea mecanism, mai puțin important, este reprezentat de pierderile prin histerezis. Acestea sunt cauzate de frecarea dintre molecule, așa-zișii dipoli magnetici, atunci când metalele feromagnetice sunt magnetizate întâi într-o direcție iar apoi în direcția opusă. Dipolii pot fi considerați mici magneți care se rotesc cu fiecare inversare a câmpului magnetic asociat unui curent alternativ și energia necesară rotirii acestora este disipată sub formă de căldură.

Pierderile de energie prin curenți turbionari și generarea de căldură datorată efectului Joule asociat sunt descrise prin aceleași relații ca în cazul altor circuite de curent alternativ sau curent continuu. Curenții turbionari necesită un circuit electric complet. Unui curent turbionar îi este asociată o cădere de tensiune V, care pentru o rezistență ideală R, este definită de legea lui Ohm, V = IR, unde I reprezintă curentul. Atunci când are loc o cădere de tensiune, energia electrică este convertită în energie termică sau căldură. Această transformare a energiei este analogă transformării energiei potențiale în energie cinteică dinn sistemele mecanice. În cazul electric, căderea de tensiune rezultă în încălzire într-un ritm dat de relația:

VI = I2R

Acum apare întrebarea cu privire la modul în care sunt induși curenții turbionari în piesă. Înțelegerea acestui mecanism este esențială pentru proiectarea bobinelor de inducție și controlul ritmului și modelului de încălzire. Fenomenul de bază al inducției este legat de existența unui câmp magnetic asociat curentului electric, indiferent dacă este curent continuu sau alternativ.

În cazul unui conductor electric străbătut de un curent continuu, câmpul magnetic (sau câmpul inducției magnetice) este orientat la unghiuri drepte față de direcția de propagare a curentului și intensitatea sa scade proporțional cu creșterea distanței față de conductor. Polaritatea sau direcția liniilor câmpului magnetic este dată de regula mâinii drepte (fig. 2.1). Atunci când un solenoid este străbătut de un curent continuu, intensitatea câmpului magnetic va fi mai mare la interior decât în exterior (fig. 2.2). Câmpurile magnetice dintre două curbe succesive ale bobinei vor fi foarte slabe deoarece liniile inducției magnetice pentru curbe adiacente au semne diferite și prin urmare se anulează.

Fig. 2.1. Câmpul magnetic din jurul unui conductor electric

Fig. 2.2. Inducția magnetică asociată unui solenoid

parcurs de un curent electric

(Sursa: Halliday D., Resnick R., Physics, Ed Wiley, 1966.)

Presupunem că o bară solidă este plasată în interiorul bobinei străbătute de curentul continuu (fig. 2.3). Dacă bara este nemagnetică, câmpul magnetic nu este afectat. În cazul celălalt, dacă bara introdusă este din oțel magnetic, numărul liniilor inducției magnetice crește semnificativ. Din acest motiv spunem că permeabilitatea oțelului este mai mare decât a materialelor nemagnetice.

Dacă o bară solidă dintr-un material conducător electric este plasată într-o bobină străbătută de curent continuu, nu apar curenți turbionari induși. În schimb, dacă înlocuim curentul continuu cu un curent alternativ, apare inducția curenților turbionari, și implicit încălzirea.

Fig. 2.3. Efectele unei bare a) nemagnetice și b) magnetice

asupra fluxului magnetic dintr-un solenoid străbătut de curent continuu

(Sursa: Tudbury C. A., Basisc of induction heating, Vol. 1, Ed. John F. Rider, Inc., 1960)

Pentru a facilita înțelegerea acestui fenomen s-a studiat cazul în care un manșon metalic subțire, lung, dintr-un material conducător electric este plasat într-un solenoid. Câmpul magnetic înconjoară boboina și în cazul curentului alternativ, dar amplitudinea și direcția sa variază în timp în funcție de variația amplitudinii și direcției curentului alternativ care parcurge bobina. Din această cauză, fluxul magnetic ce străbate manșonul variază. În experimentele sale de la mijlocul anilor 1800, Faraday a constat că o astfel de variație a fluxului induce o tensiune. Pentru exemplul prezentat, tensiunea, sau forța electromagnetică, indusă în manșon, Em, este dată de relația:

Em = -N(ΔΦβ /Δt)

unde N este numărul de spire ale bobinei, și raportul ΔΦβ /Δt este reprezintă ritmul în care fluxul se modifică, în Wb/s. Relația de mai sus este cunoscută ca legea lui Faraday.

Valoarile maxime și minime ale intenității câmpului magnetic asociat unui curent alternativ ce parcurge un solenoid sau un fir conducător apar în aceleași momente ca valorile similare ale curentului. Prin examinarea figurii 2.4, este evident ca raportul ΔΦβ /Δt are valoare maximă atunci când curba curentului în funcție de timp trece prin zero. Mai mult decât atât, datorită semnului minus din relația legii lui Faraday, curentul indus asociat tensiunii induse are semn opus curentului bobinei. În cazul manșonului subțire, amplitudinea curenților induși și ritmul de încălzire se pot determina oarecum ușor din expresia tensiunii induse, Em. Mai întâi, se calculează valoarea fluxului magnetic folosind relația:

Φβ = (μ0Icn)(πr02)

unde μ0 este constanta de permeabilitate (4π*10-7 Wb/A*m), n reprezintă numărul de spire ale bobinei pe unitatea de lungime și r0 reprezintă raza curburii bobinei. Apoi se calculează rezistența manșonului din relația:

Rm = ρl/A

unde ρ reprezintă rezistivitatea materialului din care este compus manșonul, l este lungimea traseului parcurs de curent (= π*a, unde a este diametrul manșonului), și A reprezintă suprafața secțiunii transversale a manșonului. Puterea disipată de curenții turbionari este atunci egală cu EmRm, sau I2mRm, unde Im = Em/Rm, din legea lui Ohm.

Fig. 2.4. Variația calitativă a curentului și a intensității câmpului

de inducție magnetică asociat în timp pentru un solenoid alimentat de la

o sursă de curent alternativ. De asemenea, este prezentat și curentul turbionar indus în manșon.

În cazul manșonului subțire, curenții turbionari induși au o amplitudine fixă depinzând doar de curentul din bobină și geometria de lucru. În situația în care manșonul este înlocuit de o bară solidă, comportamentul curenților devine ceva mai complex.

Această situație este cel mai bine înțeleasă în cazul în care considerăm bara ca fiind alcătuită dintr-un număr oarecare de manșoane subțiri, concentrice (fig. 2.5). Intensitatea fluxului magnetic de inducție are valoarea maximă în spațiul dintre diametrul interior al bobinei și diametrul exterior al manșonului marginal. O anumită fracțiune din flux străbate manșonul marginal, inducând curenții turbionari. Intensitatea fluxului magnetic scade în interiorul manșonului marginal. Din această cauză, curentul indus de la suprafață în cel de-al doilea manșon este mai mic decât cel indus în manșonul marginal, curentul indus în al treilea manșon este mai mic decât în cel de-al doilea, si așa mai departe. În general, amplitudinea curenților induși scade continuu de la suprafață spre centrul piesei, fără a ține cont natura materialului din care aceasta este fabricată, magnetic sau nu. Acest fenomen poartă denumirea de efect pelicular.

Determinarea matematică a distribuției curenților induși în secțiunea unei bare, lăsând deoparte forme mai complicate, este o sarcină dificilă. Pentru cel mai simplu caz, al unei bare rotunde, soluțiile demonstrează că intensitatea curenților induși scade exponențial de la suprafață către interiorul piesei.

Fig. 2.5.Variația calitativă, în funcție de poziția radială,

a amplitudinii și modificării de fază a curenților turbionari induși într-o bară

solidă de către un solenoid alimentat cu un curent alternativ.

Cea mai importantă informație rezultată din această soluție este grosimea efectivă a straturilor străbătute de curent. Această grosime, numită grosimea stratului pelicular, sau grosime de referință, d, depinde de frecvența curentului alternativ din bobină și de rezistivitatea electrică și permeabilitatea magnetică relativă a piesei și se calculează cu formula:

d = 5000

unde ρ reprezintă rezistivitatea piesei, în ohm-cm; μ reprezintă permeabilitatea magnetică relativă a piesei; f reprezintă frecvența curentului alternativ din bobină, în Hz. Grosimea stratului pelicular reprezintă distanța de la suprafața piesei până la adâncimea la care intensitatea câmpului magnetic indus și curentul sunt reduse la 1/e, sau 37% din valoarea de la suprafață.

În figura 2.6 sunt prezentate grosimile peliculare ale anumitor metale. Această grosime variază în funcție de temperatură, dacă frecvența curentului este constantă, deoarece rezistivitatea conductorilor variază cu temperatura. În plus, pentru oțeluri magnetice, permeabilitatea variază în funcție de temperatură. De asemenea, în aceste materiale grosimea de referință la o temperatură mai mică decât temperatura Curie, crește cu densitatea puterii datorită faptului că oțelul devine saturat magnetic și permeabilitatea sa scade.

Fig. 2.6. Grosimea peliculară pentru anumite metale

(Sursa: Tudbury C. A., Basisc of induction heating, Vol. 1, Ed. John F. Rider, Inc., 1960)

După cum am stabilit, frecvența curentului alternativ, datorită efectului său asupra grosimii peliculare și eficiență, reprezintă unul dintre cei mai importanți parametri în încălzirea prin inducție. De asemenea, puterea necesară pentru realizarea unei anumite aplicații trebuie luată în considerare. Atunci când piesa are o formă regulată și urmează să fie încălzită sau topită, calculul nu presupune complicații.

Pentru aplicațiile de încălzire, densitatea puterii trebuie menținută relativ redusă, pentru a permite transmiterea căldurii din straturile superioare (care sunt încălzite mult mai rapid datorită densității ridicate a curentului) către straturile inferioare. Întotdeauna va exista un gradient de temperatură, dar acesta poate fi minimalizat printr-o selectare atentă a parametrilor de încălzire. Neglijând gradientul de temperatură, puterea absorbită depinde de creștera temperaturii dorită ΔT, masa totală ce trebuie încălzită în unitatea de timp W, și căldura specifică a materialului respectiv c. Puterea P1 ce trebuie furnizată sistemului se calculează cu relația P1 = WΔTc.

Pentru determinarea puterii totale a sursei de alimentare ce furnizează curentul alternativ în bobină necesar unei anumite aplicații, trebuie calculată pierderea de putere în piesă datorată radiației termice și convecției, dar și pierderea de putere în bobină datorată efectului Joule trebuie adăugate la P1. Pierderea căldurii prin convecție este de obicei mică și prin urmare, neglijată în calcularea puterii necesare aplicațiilor tipice de încălzire rapidă.

Pierderile prin radiație sunt calculate cu ajutorul expresiei P2 = Aeσ(T24 – T14), unde e reprezintă emisivitatea suprafeței piesei, σ este constanta Stefan-Boltzmann, T1 și T2 reprezintă temperatura piesei, respectiv a mediul ambient (în K), și A reprezintă aria suprafeței piesei. Pierdera de putere prin radiație se poate modifica foarte mult pe parcursul ciclului de încălzire datorită schimbării condiției surafeței în funcție de temperatură si material. Emisivitățile tipice sunt de la 0.1 la 0.2 pentru aluminiu de la 200 la 595 °C și de 0.8 pentru oțel oxidat. Pierderea de putere din bobina de inducție, P3 = Ic2Rc, depinde de frecvența, forma bobinei, și spațiul dintre aceasta și piesă, printre alți factori.

Având aceste definiții, pierderea totală de putere este egală cu P1 + P2 + P3, iar eficiența sistemului este egală cu P1/(P1 + P2 + P3).

Capitolul III. Brazarea. Condiții tehnice și caracteristici ale procedeului

3.1 Brazarea

Brazarea cuprinde un grup de procese de îmbinare prin lipire care au loc prin încălzirea pieselor la temperaturi adecvate și prin folosirea unui material de adaos de compoziție diferită de a materialului de bază, material care trebuie să aibă o temperatură de topire de peste 450 ̊C. Cel mai important aspect al procesului de brazare este reprezentat de faptul că nu implică nicio topire sau deformare plastică a materialului de bază.

În multe aplicații este necesară îmbinarea a două materiale disimilare, de exemplu două materiale metalice cu temperaturi de topire diferite. În acest caz, brazarea reprezintă una din soluțiile tehnice potrivite pentru obținerea unor îmbinări care să îndeplinească anumite condiții impuse.

Procesul de brazare presupune realizarea unui ciclu termic, care reprezintă succesiunea în timp a valorilor temperaturii în zona de contact a materialului de bază cu materialul de adaos, caracterizând încălzirea, menținerea și răcirea în timpul procesului. Metalul de adaos pătrunde și se menține prin capilaritate în spațiul format de cele două suprafețe ale îmbinării.

Principala condiție a lipirii metalelor constă în aceea că materialul de adaos topit trebuie să umecteze suprafața încălzită a materialului de bază și să formeze cu acesta o legătură metalică prin difuzie. Deoarece aliajul de lipire are o temperatură de topire mai coborâtă decât a metalelor de lipit, procesul de lipire se realizează prin încălzirea pieselor la temperatura de topire a aliajului. Îmbinarea se realizează prin difuzia aliajului de topire adus în stare lichidă în metalul pieselor de lipit care rămâne în stare solidă în tot timpul operației de lipire. Prin difuzie are loc interacțiunea atomilor celor două metale – de lipire și de îmbinat – care după răcire formează lipitura, rezultatul fiind o îmbinare eterogenă, deoarece metalul lipiturii este diferit de cel al pieselor lipite. În general, procesul de difuzie este lent, însă prin topire metalul de adaos difuzează repede în metalul de bază; difuzia este cu atât mai mare, cu cât metalele au temperaturile de topire mai înalte, fiind în funcție și de gradul de solubilitate a celor două metale. Pentru lipire este necesar ca metalul de adaos să aibă o bună aderență cu metalul de bază, astfel încât să se obțină o rezistență mecanică suficientă pentru sarcinile la care este supusă îmbinarea lipită în exploatare. Prin difuzia aliajului de lipire în metalul pieselor de lipit se obține cu ajutorul soluțiilor solide formate, adeziunea necesară între metalul de lipit și aliajul de lipire, realizându-se astfel legătura metalică dintre cele două piese.

3.2 Caracteristici și condiții tehnice

Brazarea nu poate avea loc dacă între materialul de bază și cel de adaos nu există cel puțin o solubilitate parțială. Procesul de brazare care se desfășoară la suprafața de contact între materialul de bază și cel de adaos se bazează pe capacitatea de aliere dintre aceste două materiale sau cel puțin dintre unele componente ale lor.

Materialele de adaos folosite pentru îmbinările brazate trebuie să îndeplinească următoarele condiții tehnice generale:

temperatura de topire să fie mai joasă decât a materialului de bază;

intervalul de topire să fie cât mai mic, deoarece în caz contrar componentele cu temperatură mai mică de topire au tendința de a se separa de cele mai greu fuzibile fapt care îngreunează desfășurarea normală a procesului;

spre deosebire de sudare, aliajele de lipit nu trebuie să aibă compoziție chimică identică cu cea a materialului de bază și nici măcar asemănătoare;

trebuie să posede proprietăți bune de lipire cum sunt capacitatea de umectare, fluiditatea și capilaritatea;

elementele componente ale aliajului de lipit și ale materialului de bază trebuie să fie reciproc solubile și să difuzeze între ele fără a da naștere la faze intermediare fragile;

în stare topită aliajul de topit trebuie să aibă tensiune superficială mică și vâscozitate redusă;

elementele componente ale aliajului de lipit trebuie să aibă în contact cu materialul de bază diferențe de potențial cât mai mici pentru că îmbinarea realizată să fie cât mai rezistentă la coroziune;

Una din condițiile de bază ale brazării este starea curată a suprafețelor ce trebuie îmbinate în scopul umectării materialului de baza de către aliajul de brazare topit și al extinderii acestuia din urmă în rostul îmbinării. Din această cauză în majoritatea cazurilor este necesar ca la brazare să se utilizeze fluxuri, atmosfere protectoare (reducătoare) sau vid înalt.

Prin faptul că la lipire nu are loc topirea materialului de bază, îmbinarea realizându-se numai între suprafețele care sunt umectate de materialul de adaos topit, operațiile de curățire a pieselor înainte de lipire trebuie să se facă cu exigenta mai mare decât în cazul sudării.

Impuritățile de pe suprafețele pieselor care se îmbină, cum sunt oxizii, uleiurile și grăsimile în general, urmele de vopsea sau alte substanțe străine constituie o piedică în procesul de lipire întrucât îngreunează sau opresc complet umectarea de către aliajul de lipit a suprafețelor ce se îmbină.

Îndepărtarea grăsimilor se face cu substanțe chimice degresante cum sunt: acetona, benzină ușoară, tricloretilena etc. Suprafețele oxidate se curăța prin mijloace mecanice. Anumiți oxizi se pot curăța și prin decapare chimică folosind decapanți potriviți.

În afară curățării pieselor înainte de lipire, execuția corespunzătoare a îmbinării depinde și de forma și geometria piesei, de cantitatea de aliaj de lipire depus pe îmbinare precum și de poziționarea corectă a pieselor de îmbinat în timpul procesului de brazare. O primă condiție pentru obținerea unei îmbinări brazate de bună calitate este alegerea tipului optim al îmbinării. La această alegere trebuie să se țină seama de proprietățile impuse îmbinării precum și de mediul în care aceasta va lucra. Din acest punct de vedere se poate spune că îmbinările suprapuse sunt cele mai indicate pentru piesele lipite atât tehnologic cât și funcțional (rezistența mecanică, durata de funcționare).

Rezistența îmbinării variază în funcție de suprafața de suprapunere aceasta depinzând la rândul ei de:

grosimea materialului de bază

adaosul de lipire

coeficientul de siguranță impus îmbinării

Cantitatea de aliaj de lipit necesară pentru o îmbinare se determina prin calcul în funcție de dimensiunile rostului.

O altă condiție esențială din punct de vedere constructiv este folosirea și amplasarea corectă a aliajului ales pentru execuția îmbinării. Formă geometrică a îmbinării trebuie să asigure o adăugare comodă și eficientă a aliajului de lipit, astfel ca la topire aceasta să pătrundă prin capilaritate și prin greutate proprie în îmbinare.

Pentru ca procesul de lipire să aibă loc în bune condiții este necesar să se producă o bună umectare a metalului de adaos pe suprafața metalului de bază. Prin umectare se înțelege contactul care se obține la depunerea unei picături de aliaj de lipire topit pe suprafața metalului de bază. Umectarea este cu atât mai bună și aderența cu atât mai mare, cu cât unghiul α este mai redus. Umectarea se consideră bună dacă unghiul este sub 90ș și ea este necesară pentru asigurarea umplerii rostului dintre piesele de îmbinat. Dacă unghiul α este sub 45ș, umectarea se consideră foarte bună. Ea se produce numai în cazul când piesele de lipit sunt încălzite la temperatura corespunzătoare, numită temperatură de umectare; la lipirea cu alamă a fontei, ea este cuprinsă între 650-850șC, iar la lipirea cu alamă a oțelului între 800-950șC. Umectarea poate fi influențată și de fluxurile folosite la lipire, care asigură curățarea chimică a piesei de lipit și pregătesc astfel piesă pentru lipire.

Dacă umectarea este bună, atunci lipirea se produce prin capilaritate, ceea ce conduce la folosirea unor rosturi (jocuri) foarte mici. Prin aceasta se obțin și economii de aliaje de lipire. Umectarea este un fenomen de interacțiune între materialul de adaos topit și materialul de baza netopit, fenomen ce are loc la temperatura la care materialul de adaos se întinde sau curge pe suprafața materialului de bază.

Temperatura de umectare sau temperatura de brazare este temperatura minimă pe care trebuie să o atingă suprafața de contact dintre materialul de baza netopit și cel de adaos topit pentru ca acesta din urmă să se întindă, să curgă și să se formeze o legătură cu materialul de bază. De obicei temperatura de lucru se indica cu o valoare minimă și una maximă, adică printr-un interval al temperaturii de lucru care precizează domeniul optim pentru execuția operațiilor de brazare. Intervalul temperaturilor de lucru se situează de regulă cu 5-50oC deasupra temperaturii de topire a metalului de adaos.

Prin noțiunea de difuzie se intelege schimbul reciproc de atomi dintre metalul de bază și metalul de adaos topit, schimb în urma căruia se produce un aliaj de legătură sub forma unui strat intermediar. Calitatea stratului intermediar depinde de felul atomilor difuzați, de temperatură și durata procesului de lipire, precum și de viteză de difuzie a atomilor.

Capacitatea de umectare a aliajului de brazare este principalul criteriu de apreciere a aptitudinii de brazare în combinație cu materialul de bază. Această proprietate definește capacitatea materialului de adaos de a se uni cu materialul de bază, perfect curățat și încălzit la temperatura de lucru. Ea se exprima cu ajutorul unghiului de contact pe care îl formează tangenta la materialul de adaos depus în punctul de contact cu materialul de bază (figura 3.1).

Fig. 3.1.-Aprecierea capacitatii de umectare dupa unghiul de contact

(Sursa: ANSI/AWS B2.2-91 – Standard for Brazing Procedure and Performance Qualification, AWS Inc., 1991)

Există patru grade de umectare:

α = 0÷14o – umectare foarte bună;

α = 15o÷75o – umectare bună;

α = 76o÷90o – umectare satisfăcătoare;

α = 91o÷180o – umectare nesatisfăcătoare;

În primele trei cazuri, umectarea este corespunzătoare realizării practice a unei îmbinări brazate întrucat materialul de adaos topit este capabil să pătrunda în toate direcțiile în rosturile existente dintre piesele pregătite pentru brazare.

Prin capilaritate se înțelege capacitatea materialului de adaos de a pătrunde sub acțiunea forței capilare în spațiile înguste ale piesei de lipit. Lipirea capilară are loc deci sub acțiunea tensiunilor superficiale care acționează într-un spațiu îngust delimitat de cei doi pereți ai metalului de bază.

Cu toate că pe măsura ridicării temperaturii de lucru se mărește acțiunea capilară a aliajului de lipit (datorită scăderii vâscozității metalului topit), valoarea temperaturii se alege cât se poate de scăzută pentru a reduce la minim durata de lipire, consumul de energie, tensiunile interne și influența termică a materialului de bază. De asemenea, prin reducerea duratei de brazare, se evită și acțiunea erozivă a aliajului asupra materialului de bază.

În practică, temperatura optimă de lipire se situează de regulă cu 20 până la 50 oC deasupra intervalului de topire al aliajului de brazare, fapt pentru care sunt mai avantajoase acele aliaje care au temperaturi de topire mai mici.

Deosebirile dintre sudură și brazare pot fi rezumate astfel:

brazarea nu presupune topirea materialelor de bază fiind suficientă o încălzire a acestora sub temperatura de topire;

metalul sau aliajul folosit ca material de adaos nu trebuie să aibă compoziție chimică identică și nici măcar asemănătoare cu cea a materialului de bază.

materialul de adaos poate fi numai un metal sau aliaj care în stare topită umectează (udă) suprafața materialului de bază și formează cu acesta o legătură prin difuzie;

în piesele brazate se nasc tensiuni interne mai reduse și deformații mai mici decât în piesele sudate iar în unele cazuri permite eliminarea prelucrărilor mecanice ulterioare ale pieselor;

cu toate că materialele de adaos folosite la brazare sunt de obicei mai scumpe decât cele utilizate la sudare, îmbinarea brazată este mai ieftină decât cea sudată datorită cantității mult mai mici de material de adaos consumată și a manoperei mai reduse necesare pentru operațiile de curățare și finisare a îmbinărilor;

rezistența îmbinărilor brazate poate atinge pe rezistența îmbinărilor sudate folosindu-se materiale de adaos speciale și soluții constructive potrivite.

În majoritatea cazurilor însă nu este necesar ca îmbinarea să asigure rezistențe mecanice ridicate întrucât pot predomina alte calități funcționale importante cum ar fi:

Etanșeitatea;

Conductibilitatea electrică sau termică;

Precizia îmbinării realizate;

Îmbinarea unor piese nesudabile.

Atacul materialelor de adaos pentru brazare, în special în brazarea superaliajelor, apare în două cazuri generale: difuzia elementelor metalului de umplere în metalul bază și eroziunea metalului bază de către metalul de umplere. Rata de atac este influențată de câțiva factori. Printre aceștia sunt solubilitatea metalului de umplere/metalul bază, microconstituenții din metalul de umplere și mecanismele de difuzie a atomilor mici precum carbonul și borul.

3.3 Fenomene care însoțesc brazarea

Într-un proces de brazare pot apărea următoarele fenomene:

(1) difuzie excesivă în materialul de bază;

(2) diluție cu materialul de bază;

(3) eroziunea materialului de bază;

(4) formarea compușilor fragili.

Efectele (1), (2) și (3) depind de solubilitatea reciprocă dintre metalul de umplere și metalul de bază, de cantitatea de material de adoas prezent, de temperatură și durata ciclului de brazare.

Unele materiale de adaos difuzează excesiv, modificând proprietățile metalului bază. Pentru a controla difuzia, se selectează un material de adaos potrivit, se aplică o cantitate minimă din acesta și se urmărește ciclul de brazare corespunzător. În capilarele lungi dintre părțile metalului, solubilitatea reciprocă poate modifica compoziția metalului de umplere prin aliere. Acest lucru va crește în mod normal temperatura stării lichide și cauzează solidificarea înaintea umplerii complete a îmbinării.

Eroziunea metalului bază apare dacă metalul bază și metalul de umplere pentru brazare sunt reciproc solubile. Uneori asemenea alieri produc compuși intermetalici fragili ce reduc ductilitatea îmbinării.

Compozițiile materialelor de adaos pentru brazare sunt ajustate pentru a controla factorii de mai sus și pentru a furniza caracteristicile dorite, precum rezistența la coroziune în medii specifice, temperaturi favorabile de brazare, sau economia de materiale. Astfel, pentru a depăși limitele abilității de aliere (capacitatea de umezire) ale aliajelor argint-cupru folosite pentru a braza fierul și oțelul, acele materiale de umplere conțin zinc sau cadmiu, sau ambele, pentru a scădea temperaturile în starea lichidă și în starea solidă. Staniul este adăugat în locul zincului sau cadmiului atunci când trebuie evitați constituenții cu presiune mare a vaporilor. Similar, siliciul este folosit pentru a scădea temperaturile în starea lichidă și în starea solidă ale aluminiului și materialelor de adaos pentru brazare pe bază de nichel. Alte materiale de umplere pentru brazare conțin elemente precum litiul, fosforul sau borul, ce reduc oxizii de suprafața pe materialul bază și formează compuși cu temperaturi de topire joase sub temperatura de brazare. Acești oxizi topiți curg apoi în afara îmbinării, lăsând o suprafață curată a metalului pentru brazare. Asemenea metale de umplere sunt în esența autofuzibile (autofondante).

Atacul materialului de adaos reduce grosimea efectivă a metalului bază și reprezintă o problemă majoră atunci când se brazează material subțire sau când se aplică încărcări vibrante sau impacturi pe structura brazată. Pentru secțiuni groase, unde legăturile intermetalice fragile reprezintă doar o parte minoră a grosimii, metalele agresive de umplere pentru brazare pot fi benefice. În asemenea cazuri, difuzia se poate comporta drept consolidare pentru îmbinarea brazată și poate furniza rezistență suplimentară.

Metalele de umplere pentru brazare ce conțin bor, carbon și siliciu prezintă cea mai mare agresivitate. BNi-1 este cel mai agresiv iar BNi-5 cel mai puțin agresiv. De asemenea, un conținut ridicat de fier în materialul bază pare să scadă eroziunea dar crește difuzia.

Există încă o reacție ce poate avea loc în timpul operației de brazare: diluția metalului de umplere pentru brazare de către elementele metalului bază. Diluția poate avea loc prin disoluția soluțiilor solide ale metalului bază la interfața ce are temperaturile de topire în limitele temperaturilor de brazare angajate.

Gradul la care metalul de umplere pentru brazare penetrează și se aliază cu metalul bază în timpul brazării se definește ca difuzie. În aplicații ce necesită îmbinări rezistente pentru temperaturi înalte, condiții de lucru sub forțe puternice (precum rotorul unei turbine și componentele unui motor cu reacție), în general se specifică un material de adoas pentru brazare care să aibă proprietăți de difuzie înaltă față de metalul bază. În cazurile în care ansamblul este construit din metale bază extrem de subțiri (ca în structurile tip fagure de miere și la unii schimbători de căldură), bunele practici solicită aici metale de umplere cu caracteristici de difuzie joasă relativ la metalul bază ce este folosit. Difuzia este o parte normală a procesului metalurgic ce poate contribui la îmbinări brazate performante când metalele cu temperaturi înalte sunt brazate cu metale de umplere pe bază de nichel.

Soluția ce apare în unele grade în fiecare îmbinare brazată este dăunătoare doar când cantitatea este suficientă pentru a cauza eroziunea. Proprietățile fizice ale metalului de umplere pentru brazare ce determină soluția, erodarea, rezistența, rezistența la coroziune, etc., sunt caracteristici chimice inerente, ce nu sunt afectate de procedeul de topire sau chiar de puritatea metalului de umplere.

Este probabil ca cel mai important factor ce afectează gradul de eroziune pentru o combinație dată material de adaos – metal de bază, să fie tehnica de brazare, ce cuprinde tehnicile de asamblare și realizare, aplicarea aliajului și ciclul de brazare însuși.

În concluzie, pentru a fi eficient, un material de adaos pentru brazare trebuie să se alieze cu suprafața materialului bază fără grade nedorite de difuzie în acesta, fără diluție în materialul bază, fără erodarea materialului bază sau formarea compușilor fragili la interfață. Aceste efecte sunt dependente de solubilitatea reciprocă dintre materialul de umplere și materialele bază, cantitatea de material de umplere pentru brazare prezent și de temperatura și profilul de timp al ciclului de brazare.

Capitolul IV. Instalația de brazare și reglajul automat al procesului

4.1. Instalația de brazare

Instalația de brazare, prezentată în figura 4.1.1, utilizează în cadrul lucrărilor următoarele componente:

1. Tablou de alimentare cu energie electrică;

2. Tablou de control-comandă al instalației de brazare;

3. Controller ALCATEL ACM 1000 multicanal pentru monitorizarea valorii presiunii din incinta de brazare;

4. Incintă de vid din cuarț; capacul superior este prevăzut cu un robinet de aerisire;

5. Pirometru optic pentru măsurarea temperaturii piesei;

6. Sistem computerizat de control și achiziție a valorilor temperaturii în zona brazării compus din:

Tablou alimentare-control-achiziție (fig. 4.1.2), ce înglobează sursa de alimentare, modulele ADAM 4017 și 4018, circuitul de comandă a motorului pas-cu-pas pentru dispozitivul de rotire a piesei, afisaj viteză de rotație;

Termocuplu tip K (Cr-Al), conectat la modulul ADAM 4018;

Modul ADAM 4018. Ca intrări pentru modulul Adam 4018, se folosesc termocuple de tip K, ce furnizează temperatura din diverse locuri a incintei de brazare. Această temperatură este dată în °C. Se pot folosi un număr de 3 termocuple, în configurații diverse: unul singur, două sau toate trei simultan, pentru achiziționarea datelor de către controlerul de proces.

7. Bobină de inducție fabricată din țeavă de Cu 6×1, răcită cu apă;

8. Generator de medie frecvență 10 kHz, SIEMENS;

9. Computer pentru rularea aplicației de control;

10. Traductor de presiune ALCATEL ACC 1009 conectat la controlerul multicanal;

11. Pompă de difuzie pentru obținerea vidului înaintat (~10-6 torr);

12. Circuit de răcire cu apă pentru pompa de difuzie, bobină, generator și transformator;

13. Pompe mecanice utilizate pentru obținerea vidului preliminar, ~10-2 torr; poate fi utilizată fie pompa ALCATEL/380V, fie pompa AGILENT/220V, de construcție mai recentă și cu timp de obținere a vidului preliminar redus;

Fig 4.1.1. Instalația de brazare

Fig. 4.1.2. Tablou A.C.A. – brazare

14. Transformator de medie frecvență 8 kHz.

15. Dispozitive de centrare și fixare a componentelor ce urmează a fi îmbinate.

4.2. Reglajul automat al procesului de brazare

Pentru executarea testelor de brazare mai eficient, a fost implementată o metodă de reglaj în buclă închisă a procesului cu ajutorul sistemului computerizat. Modul manual de reglare a temperaturii în piesa de lucru implica o serie de operații precise ce trebuiau executate în timp foarte scurt, fiind nevoie de cel puțin două persoane pentru a executa aceste operații. În modul manual, un operator trebuie să urmarească permanent valorile tempearaturii măsurate cu termocuplul în piesa de lucru iar cel de-al doilea trebuie să acționeze potențiometrul care reglează tensiunea de excitație a generatorului de medie frecvență.

În aceste condiții, este foarte probabil să nu poată fi observate modificările care au loc în zona brazării, respectiv momentul trecerii aliajului în stare lichidă, formarea meniscului, sau alte fenomene care pot da indicații prețioase asupra procesului. Pentru evitarea acestor neajunsuri s-a implementat un sistem de control in bucla inchisa, PID, prin intermediul aplicatiei specializate LabVIEW (fig. 4.2.1). În acest mod se poate regla tensiunea de excitație în funcție de temperatura piesei, pentru a o aduce la temperatura dorită de către operator.

Fig. 4.2.1. Interfața aplicației de control în programul LabVIEW

Controlul Proportional-Integral-Derivativ (PID) este algoritmul de control cel mai frecvent utilizat în industrie. Popularitatea controlerului PID poate fi atribuită în mare parte performanțelor sale robuste într-o gamă largă de condiții de funcționare și parțial pentru simplitatea lor funcțională, care permite operarea într-un mod simplu și direct.

Principiul PID-ului este acela de a citi un senzor, apoi de a furniza în procente ieșirea de acționare dorită prin calcularea sumei răspunsurilor proporționale, integrale și derivate.

Într-un sistem tipic de control, variabila de proces (PV) este parametrul sistemului care trebuie controlat, cum ar fi temperatura, presiunea sau debitul. Un senzor este folosit pentru a măsura variabila de proces și a furniza date către sistemul de control.

Modulul ADAM 4018 (fig. 4.2.3) preia semnalul termocuplului, îl prelucrează și îl transmite mai departe către un port RS 485 conectat la un computer. Cu ajutorul aplicației LabVIEW, se face achiziția valorilor temperaturii înregistrate de către termocuplu la intervale de 5 secunde. În același timp, pe monitor se poate urmări graficul variației temperaturii monitorizate funcție de timp. În acest mod, este foarte ușor să se urmărească viteza de creștere sau de scădere a temperaturii si sa se poată interveni pentru reglarea acesteia prin modificarea tensiunii de excitație aplicată generatorului de medie frecvență. Caracteristicile tehnice ale modulului ADAM 4018 sunt prezentate în ANEXA 1.

Fig. 4.2.3 Modul ADAM 4018

Valoarea prescrisă (setpoint-SP) este valoarea ce trebuie atinsă de variabila de proces, de exemplu 100°C, în cazul unui sistem de control al temperaturii. În orice moment, diferența dintre variabilă de proces și punctul ce trebuie atins este folosită de către algoritmul sistemului de control pentru a determina ieșirea actuatorului și funcționarea instalației. De exemplu, dacă temperatura măsurată de către variabila de proces este de 100°C și temperatura dorită este de 120°C, atunci ieșirea actuatorului poate fi folosită pentru a acționa un încălzitor. Acest lucru se numește sistem cu buclă inchisa, pentru că procesul de citire a senzorilor pentru furnizarea datelor constante și de a calcula ieșirea actuatorului este repetat în continuu într-un ritm fix de execuție. În figura 4.2.4 este prezentată diagrama bloc a unui sistem de control în buclă închisă.

Fig. 4.2.4. Diagrama bloc al unui sistem de control in bucla inchisă

Pentru conectarea componentelor periferice necesare cu componenta software, se utilizează modulul ARDUINO UNO (fig. 4.2.5), ale cărui specificații tehnice sunt prezentate în ANEXA 2. Acesta are la bază un microcontroler Atmega328P, care permite utilizarea sa într-o gamă largă de proiecte.

Fig. 4.2.5. Modul Arduino UNO

În multe cazuri, ieșirea actuatorului nu este singurul semnal care poate influența sistemul. De exemplu, într-o incintă care trebuie să-și păstreze temperatura, poate exista o sursă de curent rece care intră și poate afecta temperatura. Acest fenomen se numește perturbare. Sistemele se proiectează în așa fel încât să elimine, pe cât de mult posibil, efectul perturbator asupra variabilei de proces.

Programarea modulului se poate face manual prin folosirea comenzilor limbajului C sau virtual prin intermediul programului LabVIEW.

Determinarea setărilor corespunzătoare unor variațții adecvate ale parametrilor ceruți pentru încălzirea prin inducție și, efectiv brazării, a fost realizată prin modificări succesive, din aproape în aproape.

Capitolul V. Teste de brazare – obținerea datelor experimentale

5.1 Stabilirea condițiilor de efectuare a brazării

Am ales ca obiect de studiu modul în care se comportă termocuplele cu teacă din inox și din inconel 600 la brazarea cu aliajul Bni-7, deoarece temperatura reprezintă unul dintre cei mai importanți parametri în cazul instalațiilor nucleare.

Acest aliaj este produs conform specificației USA/AWS, A5.8/A5.8M(2011), iar caracteristicile sale sunt prezentate în tabelul 5.1. În ANEXA 3 sunt prezentate caracteristicile aliajelor de brazare pe bază de nichel și domeniile de utilizare ale acestora, dar și o comparație între ele.

Tabelul 5.1. Caracteristici tehnice ale aliajului Bni-7.

Aliajul de brazare este sub formă de pastă și este alcătuit din următoarele componente primare:

aliaj de brazare sub formă de pudră;

componente de legătură;

apă.

Reprezentând materialul de adaos, pudra metalică trebuie să fie de o puritate înaltă. Componenta de legătura, sub formă de gel, este formată din materiale organice special alese și amestecate pentru optimizarea unei dispersii maxime în suspensii stabile.

Apa este utilizată numai pentru diluarea pastei. Nu există solvenți toxici, inflamabili, sau producători de ozon care să creeze probleme în spațiul de lucru sau în mediul înconjurător.

Elementul de legătură este special selectat pentru a se descompune curat, complet, înaintea operației de brazare, fără să lase urme de reziduri pe piesa.

Aplicarea pastei se face ușor, ea pătrunzând fără dificultate în spații înguste (rezervoare de aliaj) cu ajutorul unei seringi sau al unei spatule. Are calități superioare de aderare la materialul de bază iar excesul de pastă proaspătă sau uscată se poate îndepărta ușor cu apă. Pasta se poate dilua (micșorarea vâscozității) prin simpla amestecare cu mici cantități de apă demineralizată.

În paralel cu pregătirea materialelor pentru brazare și plasarea lor în piesa de trecere s-a lucrat la punerea la punct a programului de reglare automată în buclă închisă a temperaturii de brazare. Ajustând din aproape în aproape parametrii PID, s-a reușit obținerea unor valori satisfăcătoare și a unor variații lente, a tensiunii de excitație.

Curățarea pieselor a presupus mai multe etape, după cum urmează:

1. degresare preliminară, cu un solvent uzual;

2. curățare prin ultrasonare în soluție de detergent, urmată de clătire în apă demineralizată;

3. curățare cu un amestec de alcool etilic și metanol;

4. clătire, în apă demineralizată caldă;

5. stocare curată în alcool etilic până la momentul introducerii în incintă;

Poziționarea în incinta vidată a subansablului supus brazării este prezentată în figura 5.1.

Fig. 5.1.1. Poziționarea pieselor ce urmează a fi brazate.

Am ales ca studiul comportamentului termocuplelor cu teacă din inox și inconel 600 la brazarea în piesa de trecere din inox să se efectueze în două etape, și anume:

Brazare simultană, în aceleași condiții a ambelor tipuri de termocupluri;

Brazare în doi pași, folosind profiluri termice diferite pentru fiecare tip de termocuplu.

În plus, pentru o înțelegere cât mai bună a interacțiunii dintre inconel 600 și aliajul de brazare Bni-7, pe lângă brazarea termocuplurilor, ale căror teci au grosimi cuprinse între 0,1 și 0,15 mm, am decis efectuarea brazării unei conducte din inconel 600, cu grosimea de 0,3 mm, în piesa de trecere din inox.

Pregătirea elementelor care trebuie îmbinate prin brazare a fost incepută prin verificarea dimensiunilor și a toleranțelor astfel încât acestea să îndeplinească toate condițiile tehnice impuse. Alegerea materialului de adaos determina jocul îmbinării și temperatura de lucru. Pentru aliajul de brazare BNi-7 valorile recomandate sunt: joc maxim = 0.002 inch = 0.055 mm, și temperatura de lucru = 927 – 1093 °C. Pentru verificarea orificiilor de trecere a termocuplelor am folosit două metode. Prima metodă a fost aceea a verificării cu calibre, iar cea de-a doua a constat în introducerea fiecărui termocuplu în orificiul în care urma să fie brazat. În acest fel am obținut confirmarea faptului că atât orificiile sunt executate corespunzător, dar și termocuplele sunt conforme cu specificațiile tehnice și nu au suferit deformații accidentale care să afecteze montajul.

Pregătirea instalației și a materialelor folosite înaintea executării operațiunii de brazare consta în câteva operațiuni prealabile: se spală incinta cu alcool etilic, se verifică pompa de vid preliminar (nivel ulei), și se operează o perioadă de timp cu balastul deschis dacă este cazul.

Bobina folosită este confecționată din conductă de Cu 6×1 mm răcită cu apă. Se montează bobină de inducție aleasă corespunzător aplicației (diametru, nr. spire). Bobina trebuie să aibă diametrul interior cât mai apropiat de diametrul exterior al pieselor care trebuie îmbinate pentru a obține randamentul maxim al instalației. Se face centrarea relativă a subansamblului de brazat față de bobină de inducție. Această fază este deosebit de importantă deoarece o centrarea corectă asigura obținerea unui randament bun al energiei iar obținerea temperaturii dorite se va face într-un timp mai scurt și la o valoare mai scăzută a tensiunii de excitație aplicată generatorului. De aici rezultă un curent mai mic prin circuitul transformatorului și astfel se evita supraîncălzirea elementelor de legătură, a conductorilor care formează circuitul bobinei.

5.2 Brazarea simultană inox – inconel 600

Pentru brazare este necesară obținerea unui vid de minim 5 x 10-5 Torr, dar preferabil în decada 10-6 Torr. Această valoare este impusă de faptul că la temperaturi ridicate există pericolul oxidării pieselor supuse brazării, precum și a materialului de adaos.

Pregătirea operațiunii de brazare simultană a celor 4 segmente de termocuplu include, pe lângă operațiunea de curățare și montare în incintă a piesei de lucru, si trasarea curbei teoretice temperatură/timp (setpoint). Rezultatul obținut practic trebuie să fie cât mai apropiat de valorile teoretice stabilite. În figura 5.2. se poate observa ca valorile temperaturii măsurate cu termocuplul în piesa de trecere sunt foarte apropiate de valorile prestabilite.

Operația de brazare s-a executat folosind modul automat de reglare a tensiunii de excitație urmărind astfel obținerea vitezelor de încălzire și a palierelor de temperatură prestabilite.

Fig. 5.2.1. Profilul termic prestabilit în cazul brazării simultane

Profil termic a fost stabilit astfel: un palier de 2 minute la temperatura de 500 °C, un alt palier de 7 minute la 850 °C și palierul principal de 3 minute la 960 °C. Aceste paliere pot fi modificate în timpul procesului de brazare.

Pe măsură ce temperatura subansamblului care trebuie brazat crește, presiunea în incintă va crește și ea din cauza volatilizării unor componente din materialul de adaos. Acest lucru a impus stabilirea unui nou palier, la temperatura de 625 °C, de 10 minute. După evacuarea fracțiilor volatile, valoarea vidului revine în zona în care se poate executa brazarea fără risc de oxidare.

În figurile 5.2.2 și 5.2.3. sunt prezentate secțiuni transversale, respectiv longitudinale, după șlefuire și atacul cu acid oxalic pentru punerea în evidență a structurilor din zona brazării.

Fig. 5.2.2. Secțiuni transversale prin termocupluri brazate, cu teacă din

a) Inox și b) Inconel 600.

1 – Conductori termocuplu; 2 – Izolație minerală; 3 – Piesa de trecere;

4 – Aliajul de brazare; 5 – Teaca termocuplului.

Se observă un anumit grad de difuzie la interfața teacă inconel – aliaj BNi-7. Raportat însă la grosimea totală a tecii, se poate considera că transformarile din aceste zone nu sunt de natură să compromită îmbinarea. În cazul termocuplurilor cu teacă din Inox se observă că în urma procesului de brazare a rezultat o îmbinare fără defecte.

Fig. 5.2.3. Secțiuni longitudinale, la jumătatea lungimii

îmbinării, prin termocupluri cu teacă din

a) Inox și b) Inconel 600.

1 – Piesa de trecere; 2 – Aliajul de brazare;

3 – Teaca termocuplului; 4 – Izolație minerală.

O parte importantă a lipiturii o constituie capătul superior, unde este poziționat rezervorul de aliaj, deoarece reprezintă zona în care aliajul se încălzește până la lichefiere, existând riscul apariției unor fenomene nedorite mult mai accentuate decât în restul lipiturii. Figura 5.2.4 prezintă comparații între cele două tipuri de termocupluri în zona de intrare a aliajului.

Fig. 5.2.4. Secțiuni longitudinale în termocupluri cu teacă

din a) Inox și b) Inconel 600, în zona rezervorului de aliaj

1 – aliajul în rezervor; 2 – piesa de trecere; 3 – teaca termocuplului

În figura 5.2.4 se observă o deteriorare mai accentuată a tecii de inconel 600 imediat sub zona rezervorului de aliaj, pe porțiunea de intrare în canalul din piesa din inox. Aici se poate intui faptul că nu cantitatea de aliaj este responsabilă de transformarile in teaca, ci mai ales combinația de materiale care sunt prezente în îmbinare și caracteristicile acestora.

5.3 Brazarea în două etape inox – inconel 600

Deoarece în fotografiile făcute la microscop apar destul de clar grade nedorite de difuzie și diluție în materialul bază, precum și erodarea materialului bază și foarte probabil formarea compușilor fragili la interfață, am dedus că termocpulurile cu teacă din inconel 600 necesită un alt regim de brazare.

Ca urmare am studiat posibilitatea realizării îmbinarii prin brazare în două etape. În prima etapă e posibilă brazarea termocuplelor cu teacă din inox care permite temperaturi mai mari iar în etapa a doua se poate realiza brazarea în aceeași piesă a termocuplurilor cu teacă din inconel folosind zona inferioară a intervalului de temperatură recomandat pentru brazarea cu aliajul BNi-7. Am stabilit ca brazarea termocuplurilor cu teacă din inox să se facă la 1000 oC iar în etapa a două, brazarea termocuplurilor cu teacă din inconel să se facă la temperatura de 935 oC. În acest fel, pentru ambele brazări se va folosi intervalul de temperatură recomandat pentru brazarea cu aliajul BNi-7, acesta fiind cuprins între 927 și 1023 oC. A fost utilizată o piesă de trecere cu patru orificii în care au fost brazate două termocupluri cu teacă din inox și două cu teacă din inconel.

În figura 5.3.1 este prezentată piesa de trecere simplificată cu cele patru termocupluri brazate.

Fig. 5.3.1. Piesa de trecere folosită la brazarea în două etape

În figurile 5.3.2 și 5.3.3 sunt prezentate profilurile termice ale brazării termocuplurilor cu teacă din inox, cu temperatura maximă de 1000 °C, respectiv cu teacă din inconel 600, cu temperatura maximă de 935 °C.

Fig. 5.3.2. Profilul termic al etapei I – brazarea termocuplurilor cu teacă din Inox

Fig. 5.3.3. Profilul termic al etapei a II-a – brazarea termocuplurilor cu teacă din Inconel

Analog situației precedente, când am efectuat brazarea simultană, în figurile 5.3.4, 5.3.5 și 5.3.6 sunt prezentate secțiunile transversale, longitudinale la jumătatea lipiturii, respectiv în zona rezervorului de aliaj, după șlefuire și atacul cu acid oxalic ale termocuplurilor cu teacă din inox, respectiv inconel 600, pentru evidențierea structurilor din zona brazării.

Fig. 5.3.4. Secțiuni transversale ale termocuplurilor

cu teacă din a) Inox și b) Inconel 600, după brazarea în două etape

1 – teaca termocuplului; 2 – aliajul de brazare;

3 – piesa de trecere; 4 – metal cu proprietăți necunoscute, obținut

prin alierea tecii din inconel cu aliajul de brazare

Fig. 5.3.5. Secțiuni longitudinale prin termocuplurile cu teacă din

a) Inox și b) Inconel 600, după brazarea în două etape

1 – piesa de trecere; 2 – aliajul de brazare;

3 – teaca termocuplului

Putem observa că, în comparație cu teaca din inox, teaca din inconel 600 a suferit modificări structurale pe toată lungimea îmbinării datorate difuziei materialului de adaos.

Fig. 5.3.6. Secțiuni longitudinale în zona rezervorului de aliaj prin

termocuplul cu teacă din a) Inox și b) Inconel 600

1 – piesa de trecere; 2 – rezervorul de aliaj;

3 – aliajul de brazare; 4 – teaca termocuplului.

Se poate observa că atât teaca din inox cât și cea din inconel 600 au suferit modificări în sensul unor aparente dizolvări și difuzii la contactul cu aliajul BNi-7. Cu toate acestea, nu a fost observată o fragilizare evidentă a termocuplului în zona respectivă, ceea ce conduce la presupunerea că interacțiunea tecilor cu aliajul în regimurile respective de temperatură, a dus la formarea unor compuși cu proprietăți acceptabile.

5.4 Brazarea conductei din inconel 600 în corp din inox

Având rezultatele testelor anterioare în care am utilizat termocupluri cu grosimea tecii cuprinsă între 0,1 si 0,15 mm, am trecut la brazarea unei conducte din inconel 600 cu grosimea peretelui de 0,3 mm, într-un corp din inox, pentru a observa dacă există aceeași influență asupra inconelului. În figura 5.4.1. este prezentat profilul termic al procesului de brazare.

Fig. 5.4.1. Profilul termic setat la brazarea

conductei din Inconel 600 în corpul din Inox

În figurile 5.4.2. si 5.4.3. și 5.4.4. sunt prezentate secțiuni longitudinale în zona brazării, atât la intrarea aliajului în interstițiu cât și în zona mediană și la ieșire, în zona formării meniscului.

Fig. 5.4.2. Secțiune longitudinală prin conducta

din Inconel 600 brazată în Inox, în zona rezervorului de aliaj

Fig. 5.4.3. Secțiune longitudinală prin conducta din Inconel 600

brazată în Inox, în zona mediană a lipiturii

Fig. 5.4.4. Secțiune longitudinală prin conducta din Inconel 600

brazată în Inox, la ieșirea aliajului din interstițiu, respectiv formarea meniscului.

În figura 5.5.4. se poate observa formarea meniscului în zona de ieșire a aliajului. Formarea acestui menisc uniform dă indicații asupra faptului că aliajul s-a comportat corespunzător, a pătruns prin capilaritate în interstițiul conductă-corp și astfel procesul de brazare e unul reușit din acest punct de vedere.

Comparativ cu teaca de 0,1 mm, în acest caz, fenomenele de diluție și difuzie nu sunt critice, existând destul material (datorită grosimii de 0,3 mm de care dispune conducta) care să participe la dizolvarea în aliajul topit, fără risc de modificare a caracteristicilor mecanice în zona respectivă.

Capitolul VI. Interpretarea datelor experimentale.

Rezultatele obtinuțe atât la brazarea simultană, cât și la brazarea în două etape, a termocuplurilor cu teci din inox și inconel 600 au arătat că interacțiunea aliajului de brazare cu inconelul la regimul termic impus de proprietățile aliajului BNi-7, conduce la rezultate nesatisfăcătoare. Teaca de inconel 600 prezintă în mod evident fenomenele de difuzie și diluție.

Pentru o înțelegere mai concretă a transformărilor suferite de termocuplul cu teacă din inconel 600 în zona îmbinării prin brazare, am recurs la determinarea durităților în aceste zone, folosind un microdurimetru.

În capitolul precedent, piesa de trecere în care au fost brazate termocuplurile a fost secționată, șlefuită, iar pentru atacul electrolitic s-a utilizat acid oxalic 10%, timp de 10 secunde. Au fost examinate la microscop și fotografiate, secțiunile transversale și longitudinale atât pentru termocuplele cu teaca de inox cât și pentru cele de inconel; au fost observate diferențe între zonele brazate pentru cele două tipuri de teci (inox și inconel). În cazul tecilor de inconel s-a remarcat fenomenul de transformare a unei portiuni din teacă, într-un compus metalic, în zona de contact cu aliajul de brazare.

După executarea analizei metalografice, am considerat că este necesar să aflăm care sunt valorile durităților în zona invecinată îmbinării prin brazare.

A fost determinată duritatea compusului metalic din zona brazării, precum și a zonelor învecinate, cu ajutorul echipamentului de măsurare a microduritatilor. În general au fost determinate microduritatile din patru zone distincte: teaca, aliaj, particule aliaj și compus metalic (aliaj+teaca); s-a executat o măsurare a durității tecii și pe un segment de termocuplu martor. Valorile durităților obținute se încadrează (cu aproximație) intre 200 – 800 kgf/mm2.

În figurile 6.1. – 6.6 se poate observa cu precizie fiecare punct în care a fost măsurată duritatea cu microdurimetrul, precum si valoarea acesteia.

Fig. 6.1. Determinrea durității în teaca martor din Inconel 600

1 – teaca termocuplului; 2 – punctele în care s-a efectuat măsurarea durității

Fig. 6.2. Durități determinate în particule din aliaj la termocuplul din Inconel 600 brazat

În figura 6.2, duritatea determinată în aliajul de brazare este de 513,5 kgf/mm2 iar în particulele de aliaj este de 627 kgf/mm2, valori mult mai mari decât valoarea durității măsurată în teaca martor, cuprinsă între 181 și 193 kgf/mm2.

Fig. 6.3. Durități determinate în particule de aliaj și în teacă, la intrarea în interstițiu

Fig. 6.4. Durități determinate în particule de aliaj și în teacă, la ieșirea din interstițiu

În figura 6.4, duritățile măsurate în menisc, respectiv particule de aliaj, au valori de 858 kgf/mm2, respectiv 572 kgf/mm2. Valoarea durității în particulele de aliaj la ieșire din interstițiu este similară valorii durității măsurate în particule de aliaj, la intrarea în interstițiu, de 652 kgf/mm2.

a) b)

Fig. 6.5. Durități determinate în a) particule din aliaj și

b) în termocuplul brazat

Fig. 6.6. Durități determinate în teaca din Inconel 600

Valorile obținute și prezentate în figurile 6.5. și 6.6. sunt similare determinărilor precedente și anume 572 kgf/mm2 în aliajul de brazare și 181 kgf/mm2 în teaca din inconel 600.

Concluzii

În urma testelor de brazare, a analizelor metalografice și a determinării durităților din anumite puncte ale ansamblului format din piesa de trecere, aliajul de brazare și termocuplurile cu teacă din inox, respectiv inconel 600, am putut concluziona următoarele:

1. Comportarea celor două materiale din care poate fi confectionată teaca unui termocuplu – inox sau inconel600 – la brazarea simultană cu BNi-7 prezintă diferențe majore, acestea fiind puse in evidență de analizele metalografice.

2. Teaca din inconel 600 suferă modificări evidente ale structurii la contactul cu aliajul BNi-7. Aceste modificări apar încă de la temperatura de 935 °C, și sunt materializate prin difuzie și eroziune la interfața teaca – aliaj BNi-7.

3. La temperaturi apropiate de 1000 °C, la teaca de inox apar modificări structurale doar în zona rezervorului de aliaj, adică în zona în care cantitatea de aliaj este mult mai mare decât pe lungimea canalului. În schimb, la temperaturi mai joase, aliajul în stare lichidă nu umezește bine inoxul, existând probabilitatea să nu patrundă prin capilaritate în interstițiu, iar îmbinarea să nu respecte condițiile impuse.

4. La temperaturi mergând spre zona superioară a intervalului recomandat pentru brazarea cu aliajul BNi-7, apropiate de 1000 °C, sau care depășesc această temperatură, teaca din inconel 600 suferă transformări majore. Aceste transformări sunt puse în evidență atât de analiza metalografică cât și de valorile durităților determinate în zonele respective. Comparativ, teaca de inox nu suferă aceste modificări.

5. Sintetizând rezultatele obținute la testele de brazare cu aliajul BNi-7, putem concluziona faptul că o brazare simultană a unor termocupluri cu teacă din inox și inconel 600, nu poate conduce la un rezultat satisfăcător din cauza comportării diferite a celor două materiale în contact cu aliajul în intervalul de temperatură recomandat pentru brazare.

Bibliografie

Holland-Merten E. L., Tehnica Vidului, Ed. Tehnică, 1958.

Umrath Walter, Fundamentals of vacuum technology, 1998.

Zinn S., Semiatin S. L., Elements of induction heating, ASM International, 1988.

Halliday D., Resnick R., Physics, Ed Wiley, 1966.

Tudbury C. A., Basisc of induction heating, Vol. 1, Ed. John F. Rider, Inc., 1960.

ANSI/AWS B2.2-91 – Standard for Brazing Procedure and Performance Qualification, AWS Inc., 1991

USA/AWS, A5.8/A5.8M(2011) – Standard for Brazing Filler Materials, 2011

J. L. McCall, P. M. French, Metallography as a quality control tool, Plenum Press New York, 1980

ASME Boiler & Pressure Vessel Code, 2010 Edition, Sect. IX Part QB.

Roberts Philip, Industrial Brazing Practice, CRC Press, 2004.

T. Zaharinie, F. Yusof, M. H. T. Ariga, R. Moshwan, Effect of brazing temperature on the shear strength of Inconel 600 joint, Springer-Verlag London Ltd., 2014

B. Zorc, L. Kosec, Comparison of brazed joints made with BNi-1 and BNi-7 nickel-base brazing alloys, Revista de Metalurgia, Madrid, 2000

http://shiva.pub.ro/PDF/TRA/slide_curs9_TRA.pdf, în data de 17.06.2016

http://www.lucasmilhaupt.com/Files/Knowledgebase/btb-no.-15-brazing-with-nickel-based-brazing-filler-metals.pdf, în data de 25.06.2016.

http://www.arduino.org/products/boards/arduino-uno, în data de 2.07.2016.

http://www.advantech.com/products/gf-5vtd/adam-4018/mod_da2b87d9-b18d-43bc-b0ef-291c7e1234e4, în data de 2.07.2016

Anexe

Anexa 1

Caracteristicile tehnice ale modulului ADAM 4018

Anexa 2

Caracteristicile tehnice ale modulului ARDUINO UNO

Anexa 3

Tabelul 1. Compoziția chimică a celor mai uzuale aliaje de brazare pe bază de nichel

Tabelul 2. Comparație între cele mai uzuale aliaje de brazare pe bază de nichel.