PloscariuCatalinTheodor

UNIVERSITATEA; „Transilvania” BRAŞOV

FACULTATEA; „Ştiinţa şi Ingineria Materialelor” CATEDRA; „Ingineria Materialelor şi Sudării’’

Ing. Cătălin Theodor PLOSCARIU

REZUMAT

CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE

FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI

RESEARCHES AND CONTRIBUTIONS REGARDING THE

UTILIZATION AND HEAT TREATMENT OF LOW ALLOYED STEEL USED FOR ROMANIAN HELICOPTERS WELDED

FRAMES

CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC

Prof. univ. dr. ing. Rodica Mariana POPESCU

BRAŞOV

2010

MINISTERUL EDUCATIEI,CERCETARII SI TINERETULUI UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRASOV

BRASOV,B-DUL EROILOR NR.29, TEL 0040-0268-41300, FAX 0040-0268-410525 Catre ______________________________________________________________ Va aducem la cunostiinta ca in ziua de 30.09.2010, ora 14.00, in sala I1 6, la catedra de Ingineria Materialelor si Sudarii, va avea loc sustinerea publica a tezei de doctorat intitulata, “ CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI”, elaborata de ing. Catalin Theodor PLOSCARIU in vederea obtinerii titlului de DOCTOR in domeniul fundamental “STIINTE INGINERESTI” , domeniul “INGINERIA MATERIALELOR” cu urmatoarea componenta a comisiei:

PRESEDINTE: Prof. Univ.Dr.Ing. Mircea Horea TIEREAN DECAN – Facultatea de Stiinta si Ingineria Materialelor Universitatea “Transilvania” din Brasov CONDUCATOR STIINTIIFIC: Prof. Univ.Dr.Ing. Rodica Mariana POPESCU Universitatea “Transilvania” din Brasov REFERENTI: Prof. Univ.Dr.Ing. Avram NICOLAE Universitatea ”Politehnica” din Bucuresti Prof. Univ.Dr.Ing. Adrian DIMA Universitatea Tehnica “Gheorghe Asachi” din Iasi Prof. Univ.Dr.Ing. Teodor MACHEDON PISU

Universitatea “Transilvania” din Brasov

In acest scop va trimitem alaturat rezumatul tezei de doctorat si va invitam sa luati parte la sustinerea publica a tezei de doctorat. Eventualele aprecieri sau observatii asupra continutului lucrarii va rugam sa le transmiteti, la catedra I.M.S. a Facultatii S.I.M.

CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI

Cătălin Theodor PLOSCARIU REZUMAT 1

CUPRINS

Pag. DIN FILELE AVIAŢIEI ROMÂNE 9

CAPITOLUL 1.

STADIUL ACTUAL PRIVIND UTILIZAREA OŢELURILOR SLAB ALIATE ÎN DIVERSE DOMENII

10/18

1.1. Clasificarea oţelurilor 10/18 1.1.1. Oţeluri carbon de uz general 10/19 1.1.2. Oţeluri carbon de calitate 10/20 1.1.2.1. Oţeluri pentru cementare 20 1.1.2.2. Oţeluri pentru îmbunătăţire 11/20 1.1.3. Oţeluri turnate în piese 11/21 1.1.4. Oţeluri cu înaltă rezistenţă mecanică, sudabile 11/21 1.1.5. Oţeluri aliate 11/21 1.1.5.1. Clasificarea oţelurilor aliate 22 1.1.6. Definiţii referioare la comportarea oţelului 11/22 1.1.7. Utilizarea oţelurilor slab aliate în aviaţie 12/24

CAPITOLUL 2. STABILIREA ÎNCǍRCǍRILOR ŞI PREDIMENSIONAREA STRUCTURII CENTRALE A ELICOPTERULUI IAR 316B

ALOUETTE

13/25

2.1. Sistemul axelor de referinţă 13/25 2.2. Simplificarea aparatului 25 2.3. Principiul de calcul 26 2.3.1. Diferite cazuri de calcul 13/26 2.3.1.1. Cazul aterizării 13/26 2.3.1.2. Cazul zborului 14/26 2.3.2. Determinarea eforturilor în punctele de ataşare 14/26 2.3.2.1. Ataşarea cabinei 14/27 2.3.2.2. Ataşarea fuzelajului 28 2.3.2.3. Ataşarea rezervorului 28 2.3.2.4. Suporturile tip „V” ale cutiei principale 29 2.3.2.5. Ataşarea turbinei 30 2.3.2.6. Ataşarea trenului de aterizare SPATE 31 2.3.3. Calcule unitare 15/32 2.3.3.1. Eforturi în ansamblul barelor FAŢǍ şi SPATE 15/32 2.3.3.2. Eforturi în nodurile prismei centrale 33 2.3.3.3. Eforturi în barele prismei centrale 34 2.4. Verificarea secţiunilor şi a îmbinărilor 35 2.4.1. Verificarea barelor 35 2.4.2. Determinarea coeficienţilor de încastrare 17/38



2.4.2.1. Calculul barelor 3S – 4S şi 3D – 4D 17/38 2.4.2.2. Nodul 3S 40 2.4.2.3. Determinarea sarcinii critice la flambaj pentru bara 3S – 4S 18/42 2.5. Consideraţii asupra cadrului superior 8D7D - 8S7S 44 2.5.1. Eforturile din cadru 44 2.5.2. Corecţia 45 2.6. Consideraţii privind structura centrală a elicopterului IAR 316B Alouette

19/46

2.6.1. Nodurile 1S şi 1D (structura centrală - cabină) 19/46 2.6.2. Nodurile 2S şi 2D (structura centrală - cabină) 46 2.6.3. Nodurile 6S, 6D şi nodul 5 (structura centrală – grinda de coadă) 47 2.6.4. Nodurile 7S, 7D, 8S şi 8D (structura centrală – suportul carcasei rotorului principal)

19/47

2.6.5. Nodurile α şi β (legătură suport carcasă – transmisie principală) 47 2.7. Verificarea capetelor şi tălpilor 19/48 2.7.1. Ataşarea cabinei în nodurile 1S şi 1D 49 2.7.2. Ataşarea cabinei în nodurile 2S şi 2D 50 2.7.3. Ataşarea grinzii de coadă (nodurile 6S – 6D – 5) 52 2.7.4. Ataşarea suportului carcasei rotor în nodurile 7S, 7D, 8S şi 8D 20/52 2.7.5. Ataşarea inelului în nodurile α şi β 55 2.7.5.1. Verificarea secţiunii AA’ 56 2.8. Verificarea axelor 57 2.8.1. Ataşarea cabinei în nodurile 1S şi 1D 57 2.8.2. Ataşarea cabinei în nodurile 2S şi 2D 58 2.8.3. Ataşarea grinzii de coadă (nodurile 6S – 6D – 5) 58 2.8.4. Ataşarea inelului suport de carcasa rotorului în nodurile 7S, 7D, 8S şi 8D

59

2.8.5. Ataşarea inelului în nodurile α şi β 20/59 2.9. Verificarea sudurilor 60 2.9.1. Ataşarea grinzii de coadă (nodurile 6S – 6D – 5) 60 2.9.2. Ataşarea inelului suport rotor 61 2.10. Concluzii 21/61

CAPITOLUL 3. CERCETǍRI PRIVIND COMPORTAMENTUL LA SUDARE AL

OŢELURILOR SLAB ALIATE UTILIZATE ÎN INDUSTRIA AERONAUTICĂ

22/62

3.1. Alegerea procedeului de sudare prin topire 22/62 3.2. Procedeul de sudare WIG 24/66 3.2.1. Generalităţi 24/66 3.2.2. Materiale utilizate la sudarea WIG 25/68 3.2.2.1. Electrozi nefuzibili 68 3.2.2.2. Materialul de adaos folosit la sudarea WIG 69 3.2.2.3. Gazele protectoare folosite la sudarea WIG 25/69 3.2.3. Stabilirea parametrilor tehnologici la sudarea WIG 70



3.2.4. Observaţii generale asupra gazelor şi a amestecurilor de gaze utilizate la sudarea WIG

73

3.2.4.1. Argonul 73 3.2.4.2. Heliul 73 3.2.4.3. Azotul 73 3.3. Tehnologia propusă pentru sudarea locală a ţevilor 26/74 3.4. Alegerea utilajului de sudare 76 3.4.1. Aparatul de sudare 27/76 3.4.2. Capul de sudare (pistoletul) 78 3.5. Alegerea materialului de adaos şi a gazului de protecţie 79 3.5.1. Materialul de adaos 28/79 3.5.2. Gazul de protecţie 29/79 3.6. Contribuţii privind sudarea WIG a oţelurilor slab aliate destinate industriei aeronautice

29/79

3.7. Tensiuni remanente la sudare. Fenomene fizice şi metalurgice 31/83 3.8. Mecanismul fragilizării structurale şi fisurării îmbinărilor sudate 32/85 3.9. Detalii ale structurii centrale 32/87 3.10. Concluzii 34/89

CAPITOLUL 4. METODOLOGIA DE CERCETARE PRIVIND TRATAMENTUL

TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE UTILIZATE ÎN INDUSTRIA AERONAUTICĂ, UTILAJE, DISPOZITIVE,

APARATURǍ, CERCETǍRI ŞI CONTRIBUŢII

35/91

4.1. Caracterizarea generală a tratamentelor termice 35/91 4.2. Diagrama de tratament termic 35/92 4.3. Clasificarea tratamentelor termice 36/93 4.3.1. Tratamentul termic propriu-zis 94 4.3.1.1. Recoacerea fără transformare de fază 36/94 4.3.1.2. Recoacerea cu transformare de fază 36/94 4.3.1.3. Călirea fără transformare polimorfică 94 4.3.1.4. Călirea cu transformare polimorfică (martensitică) 95 4.3.1.5. Îmbătrânirea 36/97 4.3.1.6. Revenirea 37/97 4.3.2. Tratamentul termochimic 37/97 4.3.3. Tratamentul termofizic 37/99 4.4. Tratamentul termic local asupra ţevilor sudate din oţel 15 CrMoV6 37/1004.4.1. Metode de încălzire locală a îmbinărilor sudate 38/1014.4.1.1. Încălzirea cu flacară de gaz 38/1024.4.1.2. Încălzirea cu inducţie 39/1054.4.1.3. Calculul inductoarelor pentru încălzirea pieselor cilindrice tubulare

40/109

4.4.2 Tipuri de inductoare folosite 41/1114.4.3 Încălzirea în amestecuri exoterme 114 4.4.4 Încălzirea cu rezistenţe electrice 114



4.5 Instalaţii termice de tratament termic local post-sudare pentru ţevi 43/1144.5.1 Instalaţii termice cu încalzire rezistivă 43/1144.5.1.1. Elemente de încălzire şi surse de energie electrică 43/1164.5.1.2. Dimensionarea rezistenţei încălzitorului 45/1194.5.1.3. Fixarea elementelor încălzitoare 46/1214.5.1.4. Fixarea izolantului şi a termocuplelor 122 4.6. Pregătirea probelor metalografice 47/1244.6.1. Echipamentul utilizat 124 4.6.2. Analiza microstructurilor 130 4.7. Concluzii 52/144

CAPITOLUL 5. CONTROLUL SUDURILOR ŞI MĂSURI PENTRU ASIGURAREA

CALITĂŢII

54/146

5.1. Principii ale controlului calităţii 54/1465.1.1. Inspecţia 54/1465.1.2. Controlul total al calităţii 54/1475.2. Fazele controlului îmbinărilor sudate 55/1495.2.1. Controlul pieselor supuse sudării 55/1495.2.2. Controlul calităţii materialelor folosite 55/1495.2.3. Controlul efectuat în timpul executării sudării 55/1505.2.4. Controlul îmbinărilor sudate 55/1505.2.5. Calitatea cusăturii 55/1505.2.6. Compoziţia chimică 56/1505.3. Metode de control cu radiaţii penetrante 151 5.3.1. Radiaţiile X 151 5.3.2. Principalele proprietăţi ale radiaţiilor X 151 5.3.3. Principiul metodei radiografice 152 5.3.4. Instalaţia de producere a radiaţiilor X 56/1535.4. Măsuri pentru asigurarea calităţii 56/1545.4.1. Pregătirea suprafeţei 154 5.4.2. Pregătirea îmbinărilor 154 5.4.3. Sudarea 56/1555.4.4. Retuşarea defectelor de sudare 57/1555.4.5. Calificarea sudorilor 57/1555.5. Norme de protecţia muncii 156 5.5.1. Echipament individual de protecţie 57/1565.5.2. Protecţia împotriva electrocutării şi a degajărilor de gaze 58/1575.6. Concluzii 58/159

CAPITOLUL 6. CONCLUZII GENERALE ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE

59/160

Bibliografie 63/165



TABLE OF CONTENTS

Pag. ROMANIAN AVIATION REVIEW 9

CHAPTER 1.

PRESENT DEVELOPMENT STAGE REGARDING THE UTILIZATION OF LOW ALLOYED STEEL WITHIN VARIOUS

FIELDS OF APPLICATION

10/18

1.1. Steel classification 10/18 1.1.1. Carbon steel for general purposes 10/19 1.1.2. Quality carbon steel 10/20 1.1.2.1. Cementing steel 20 1.1.2.2. Heat treatable steel 11/20 1.1.3. Cast unit steel 11/21 1.1.4. High weldable mechanical strength steel 11/21 1.1.5. Alloyed steel 11/21 1.1.5.1. Alloyed steel classification 22 1.1.6. Definitions regarding steel behavior 11/22 1.1.7. Utilization of low alloyed steel within aviation field 12/24

CHAPTER 2. LOADING DETERMINATION AND IAR 316B ALOUETTE

HELICOPTER MAIN STRUCTURE PRE-SIZING

13/25

2.1. Reference axes system 13/25 2.2. Air frame simplification 25 2.3. Calculation principle 26 2.3.1. Different calculation cases 13/26 2.3.1.1. Landing case 13/26 2.3.1.2. Flight case 14/26 2.3.2. Effort determination within attachment points 14/26 2.3.2.1. Cockpit attachment 14/27 2.3.2.2. Fuselage attachment 28 2.3.2.3. Fuel tank attachment 28 2.3.2.4. Main box „V” shape supporting brackets 29 2.3.2.5. Turbine attachment 30 2.3.2.6. Rear landing gear attachment 31 2.3.3. Unit calculation 15/32 2.3.3.1. Efforts within front and rear tube assemblies 15/32 2.3.3.2. Efforts within central prism assemblage points 33 2.3.3.3. Efforts within central prism tubes 34 2.4. Section and joints checking 35 2.4.1. Tubes checking 35 2.4.2. Determination of restraint coefficients 17/38



2.4.2.1. 3S – 4S and 3D – 4D tubes calculation 17/38 2.4.2.2. 3S assemblage point 40 2.4.2.3. Critical load determination for axial compression of 3S – 4S tube

18/42

2.5. Considerations regarding superior frame 8D7D - 8S7S 44 2.5.1. Frame efforts 44 2.5.2. Correction 45 2.6. Considerations regarding main frame of IAR 316B Alouette helicopter

19/46

2.6.1. 1S and 1D assemblage points (main frame - cockpit) 19/46 2.6.2. 2S and 2D assemblage points (main frame - cockpit) 46 2.6.3. 6S, 6D and 5 assemblage points (main frame – tail beam) 47 2.6.4. 7S, 7D, 8S and 8D assemblage points (main frame – main rotor casing support)

19/47

2.6.5. α and β assemblage points (casing support coupling – main drive)

47

2.7. Head beam and pads checking 19/48 2.7.1. Cockpit attachment within 1S and 1D assemblage points 49 2.7.2. Cockpit attachment within 2S and 2D assemblage points 50 2.7.3. Tail beam attachment (6S – 6D – 5 assemblage points) 52 2.7.4. Rotor casing support attachment within 7S, 7D, 8S and 8D assemblage points

20/52

2.7.5. Ring attachment within α and β assemblage points 55 2.7.5.1. AA’ section checking 56 2.8. Axes checking 57 2.8.1. Cockpit attachment within 1S and 1D assemblage points 57 2.8.2. Cockpit attachment within 2S and 2D assemblage points 58 2.8.3. Tail beam attachment (6S – 6D – 5 assemblage points) 58 2.8.4. Ring attachment to the rotor casing support within 7S, 7D, 8S and 8D assemblage points

59

2.8.5. Ring attachment within α and β assemblage points 20/59 2.9. Welding inspection 60 2.9.1. Tail beam attachment (6S – 6D – 5 assemblage points) 60 2.9.2. Ring attachment to the rotor casing support 61 2.10. Conclusions 21/61

CHAPTER 3. RESEARCHES REGARDING WELDING BEHAVIOR OF LOW

ALLOYED STEEL UTILIZED IN AIRCRAFT INDUSTRY

22/62

3.1. Choosing fuse welding procedure 22/62 3.2. WIG welding procedure 24/66 3.2.1. Overall view 24/66 3.2.2. Materials utilized for WIG welding procedure 25/68 3.2.2.1. Non fusible electrodes 68 3.2.2.2. Fillers utilized for WIG welding procedure 69



3.2.2.3. Protective gases utilized for WIG welding procedure 25/69 3.2.3. Technological parameters adjustment for WIG welding 70 3.2.4. Remarks over gas mixtures utilized for WIG welding procedure 73 3.2.4.1. Argon 73 3.2.4.2. Helium 73 3.2.4.3. Nitrogen 73 3.3. Proposed technology for local tube welding 26/74 3.4. Choosing welding equipment 76 3.4.1. The welder 27/76 3.4.2. Welding handle 78 3.5. Choosing the filler and the protective gas 79 3.5.1. The filler 28/79 3.5.2. Protective gas 29/79 3.6. Contributions regarding low alloyed steel WIG welding for aircraft industry

29/79

3.7. Residual welding stresses. Physical and metallurgical phenomena 31/83 3.8. Structural brittleness mechanism and welding joints fissuring 32/85 3.9. Main structure details 32/87 3.10. Conclusions 34/89

CHAPTER 4. RESEARCH METHDOLOGY REGARDING LOW ALLOYED

STEEL HEAT TREATMENT UTILIZED IN AIRCRAFT INDUSTRY, TOOLS, DEVICES, EQUIPMENT, RESEARCHES

AND CONTRIBUTIONS

35/91

4.1. Heat treatment. General overview 35/91 4.2. Heat treatment diagram 35/92 4.3. Heat treatment classification 36/93 4.3.1. Proper heat treatment 94 4.3.1.1. Annealing without phase change 36/94 4.3.1.2. Annealing with phase change 36/94 4.3.1.3. Quenching without polymorphic shifting 94 4.3.1.4. Quenching with polymorphic shifting (martensitic shifting) 95 4.3.1.5. Ageing 36/97 4.3.1.6. Reversion 37/97 4.3.2. Thermo – chemical treatment 37/97 4.3.3. Thermo – physical treatment 37/99 4.4. Local heat treatment over 15 CrMoV6 welded steel tubes 37/1004.4.1. Local heating methods for welding joints 38/1014.4.1.1. Gas flame heating 38/1024.4.1.2. Induction heating 39/1054.4.1.3. Magnetos calculation for tubular cylindrical parts 40/1094.4.2 Utilized magneto types 41/1114.4.3 Heating within exothermic compounds 114 4.4.4 Electrical resistance heating 114



4.5 After welding local heat treatment installation utilized for tubes 43/1144.5.1 Heat treatment installation with resistive heating 43/1144.5.1.1. Heating elements and electrical power sources 43/1164.5.1.2. Heater resistance dimensioning 45/1194.5.1.3. Heating elements fastening 46/1214.5.1.4. Fixing the insulator and temperature plugs 122 4.6. Micro sections preparing 47/1244.6.1. Equipment 124 4.6.2. Micro sections analysis 130 4.7. Conclusions 52/144

CHAPTER 5. WELDING INSPECTION AND QUALITY ASSURANCE

MEASURES

54/146

5.1.Quality control aspects 54/1465.1.1. Inspection 54/1465.1.2. Total quality control 54/1475.2. Welding joints control phases 55/1495.2.1. Control of the parts to be welded 55/1495.2.2. Quality control of utilized materials 55/1495.2.3. Quality control during welding procedure 55/1505.2.4. Welded joints quality control 55/1505.2.5. Welded seam quality 55/1505.2.6. Chemical composition 56/1505.3. Control methods with penetrating rays 151 5.3.1. X rays 151 5.3.2. Main properties of X rays 151 5.3.3. Radiographic method principle 152 5.3.4. X rays installation 56/1535.4. Quality assurance measures 56/1545.4.1. Surface preparing 154 5.4.2. Welding joints preparing 154 5.4.3. Welding procedure 56/1555.4.4. Retouching welding flaws 57/1555.4.5. Weldor’s qualification 57/1555.5. Safety regulations 156 5.5.1. Individual protective equipment 57/1565.5.2. Protection against electric shocks and gas leakage 58/1575.6. Conclusions 58/159

CHAPTER 6. FINAL CONCLUSIONS AND PERSONAL CONTRIBUTIONS

59/160

References 63/165



INTRODUCERE

Această teză de doctorat se doreşte a fi un studiu teoretic şi experimental privind utilizarea, tratamentul termic, studiul metalografic, comportamentul oţelurilor slab aliate la sudare precum şi aspecte ale controlului calităţii în diferite domenii dar cu o aprofundare detaliată în industria aeronautică cu trimitere către ramura construcţiei de elicoptere.

Preambulul tezei de doctorat constă într-o introducere intitulată „Din filele aviaţiei române” în care am încercat să prezint cum au început să înmugurească gândurile înaintaşilor noştri la ideea zborului.

În primul capitol intitulat „Stadiul actual privind utilizarea oţelurilor slab aliate în diverse domenii” am prezentat domeniul larg în care se folosesc oţelurile slab aliate datorită preţului relativ accesibil precum şi datorită faptului că se pot suda utilizând marea majoritate a procedeelor de sudare cunoscute în prezent.

Capitolul 2 intitulat „Stabilirea încǎrcǎrilor şi predimensionarea structurii centrale a elicopterului IAR 316B Alouette” aduce în prim plan valorile numerice ale încărcărilor suportate de structura centrală a elicopterului în momentul executării diverselor manevre cum ar fi aterizarea sau decolarea.

Capitolul 3 „Cercetǎri privind comportamentul la sudare al oţelurilor slab aliate utilizate în industria aeronautică” începe cu o recapitulare a celor mai utilizate procedee de sudare folosite în prezent pe mapamond însoţită de explicaţiile aferente care conduc la motivul pentru care este ales procedeul de sudare WIG pentru realizarea structurii centrale a elicopterului reactiv uşor IAR 316B Alouette.

În capitolul 4 intitulat „Metodologia de cercetare privind tratamentul termic al oţelurilor slab aliate utilizate în industria aeronautică, utilaje, dispozitive, aparaturǎ, cercetǎri şi contribuţii” am prezentat tratamentele termice mai importante împreună cu diagramele aferente precum şi echipamentul folosit la prelevarea, pregătirea şi fotografierea probelor metalografice în vederea evaluării lor microscopice. Am studiat posibilităţile de încălzire cu flacără de gaz, prin inducţie, încălzire în amestecuri exoterme, încăzire cu rezistenţe electrice, în ceea ce priveşte dispozitivele de încălzire, avantajele şi dezavantajele fiecărui tip de încălzire.

Capitolul 5 intitulat „Controlul sudurilor şi măsuri pentru asigurarea calităţii” este dedicat enumerării acelor măsuri şi principii ale controlului calităţii care stau la baza realizării unui produs competitiv verificat în fiecare fază de execuţie cu ajutorul sistemului integrat de control total al calităţii.

Capitolul 6 intitulat „Concluzii generale şi contribuţii personale” după cum sugerează şi titlul prezintă concluziile împreună cu contribuţiile mele personale privind tema abordată şi studiată în prezenta teză de doctorat.

O parte din rezultatele, observaţiile şi concluziile reieşite pe timpul efectuării cercetărilor au fost publicate la sesiuni ştiinţifice sau în reviste de specialitate.

Doresc să mulţumesc colectivului Catedrei de Ingineria Materialelor şi Sudării pentru sprijinul acordat, mentorului meu profesional şi spiritual, Doamna Rodica Mariana Popescu şi nu în ultimul rând familiei mele care m-a susţinut şi suportat pe întreaga perioadă de realizare a acestei teze de doctorat.



CAPITOLUL 1.

STADIUL ACTUAL PRIVIND UTILIZAREA OŢELURILOR SLAB ALIATE ÎN DIVERSE DOMENII

Aliajele fierului sunt cele mai întrebuinţate materiale metalice în diferite ramuri ale

industriei, datorită preţului relativ scăzut şi datorită proprietăţilor fizico-mecanice. Proprietăţile mecanice ale aliajelor feroase pot fi modificate în limite largiprin diverse elemente de aliere şi tratamente termice. De asemenea, materialele feroase pot fi prelucrate prin toate metodele tehnologice cunoscute şi pot fi refolosite. Fierul industrial conţine întotdeauna, ca element însoţitor, C provenind din procesul de elaborare, precum şi unele elemente adăugate în mod intenţionat ca Si şi Mn iar ca impurităţi, P şi S.

1.1 Clasificarea oţelurilor

Oţelurile se pot clasifica, în mod convenţional, după criteriul calitativ (implicit al

compoziţiei) în: oţeluri carbon: - cu destinaţie generală;

- cu destinaţie precizată; oţeluri slab aliate ( de tipul 15 CrMoV6 şi 25CrMo4 ); [132] oţeluri aliate (incluzând oţelurile mediu şi înalt aliate).

Oţelurile sunt clasificate şi după criteriul utilizării şi al compoziţiei, în : oţeluri de construcţie (cu 0-0,65%) de cementare (0-0,25% C); de îmbunătaţire (0,25%-0,65% C); oţeluri de scule (0,65-1.5% C ).

1.1.1 Oţeluri carbon de uz general

Acestea sunt oţelurile cu conţinut de C până la 0,6% nealiate şi slab aliate cu Mn (OL

44) sau cu Mn, Si şi V (OL 52), disponibile sub formă de semifabricate deformate plastic la cald (laminate, forjate, etc.). Ele sunt utilizate în mod curent netratate termic (eventual normalizate), în construcţia de maşini pentru construcţii metalice, instalaţii ş.a., solicitate static la temperaturi cuprinse între - 40˚ si 300˚ C.

1.1.2 Oţeluri carbon de calitate

Sunt oţeluri nealiate cu compoziţie chimică şi proprietăţi mecanice garantate (STAS

880-80), utilizate în general tratate termic sau termochimic, în construcţia de maşini şi în instalaţii pentru piese puternic solicitate mecanic. În funcţie de caracteristicile prescrise, sunt oţeluri de calitate propriu-zise şi superioare, iar în funcţie de tratamentul termic aplicat, pentru cementare şi pentru îmbunătăţire.



1.1.2.2 Oţeluri pentru îmbunătăţire Oţelurile de îmbunătăţire se utilizează în scopuri variate: pentru nitrurare, pentru

piese grele forjate, ca oţeluri pentru arcuri, refractare etc., dar şi în locul oţelurilor de uz general cu rezistenţă ridicată pentru construcţii.

1.1.3 Oţeluri turnate în piese Oţelurile turnate sunt sudabile (cele aliate numai cu preîncalzire la 300 - 500˚C),

chiar dacă într-o mai mică măsură decât cele laminate sau forjate, astfel încât este posibilă executarea unor construcţii complexe prin sudarea mai multor piese turnate, sau piese turnate cu oţeluri laminate.

1.1.4 Oţeluri cu înaltă rezistenţă mecanică, sudabile

Aceste oţeluri sunt de două tipuri: oţeluri laminate la cald sau normalizate, a căror rezistenţă ridicată se datorează

elementelor de aliere, care se pot deforma la cald şi suda bine, fară pericol de fisurare (tip A);

oţeluri a căror rezistenţa foarte ridicată se datoreşte atât elementelor de aliere cât şi unui tratament termic de îmbunătăţire, necesar în urma scăderii proprietăţilor mecanice după deformarea la cald sau sudare (tip B).

1.1.5 Oţeluri aliate Oţelurile aliate sunt aliaje complexe care conţin în afară de Fe şi C, elemente de

aliere introduse în mod voit în scopul îmbunătăţirii unor proprietăţi. Elementele de aliere se pot repartiza în oţeluri astfel:

dizolvate în fier sub formă de soluţii, fomând ferita şi austenita aliată; combinaţii cu carbonul: carburi simple, complexe, cementită aliată sau faze de

pătrundere. Sunt elementele tradiţionale de la stânga Fe în tabelul periodic (Ti, V, Cr, Mo, W, etc);

compuşi intermetalici (FeCr, FeV, Fe3Ti, Fe2W, Fe2Mo, etc.) în stare liberă (Pb, Cu > 1%). [29]

1.1.6 Definiţii referioare la comportarea oţelului Pentru a înţelege mai bine comportarea oţelului în diferite situaţii au fost dezvoltaţi o

serie de termeni precum: deformare elastică, deformare plastică (curgere), rupere: cedarea materialului, rupere plastică (ductilă), rupere fragilă, plasticitate, ductilitate, tenacitate, limita de curgere, rezistenţa de calcul, rezistenţa maximă, elongaţie maximă.



Fig.1.1 Diagrama efort – deformare [29]

1.1.7 Utilizarea oţelurilor slab aliate în aviaţie

Aeronavele moderne din toate domeniile de utilizare au, în prezent, o structură

metalică prin care se asigură, odată cu rezistenţa la solicitările în zbor şi una din caracteristicile de bază ale aparatelor: greutatea minimă pe unitatea de putere (tracţiune) a mijloacelor de propulsie. Aceste realizări au fost facilitate de progresele realizate în ultimele decenii în cercetarea metalurgică.

La toate materialele folosite în construcţia structurilor de rezistenţă şi centrale de la aeronave şi elicoptere, caracteristicile maxime de rezistenţă la rupere şi uzură, precum şi structura optimă în procesele de prelucrare, se obţin prin tratamente termice, termochimice şi termomecanice, iar rezistenţa la coroziune prin anumite tratamente speciale de suprafaţă.

Datorită faptului că oţelurile slab aliate se pretează la realizarea de forme geometrice relativ complicate din compunerea grinzilor sau structurilor centrale ale aeronavelor sau elicopterelor (cum ar fi elicopterul reactiv usor IAR 316B) alegerea acestor tipuri de oţeluri (tip 15CrMoV6 sau 25 CrMo4) [132] s-a impus de la sine.

Totuşi trebuie luate în consideraţie şi sarcinile care influenţează buna comportare în exploatare a aeronavelor şi anume:

sarcini datorate forţelor aerodinamice, care pot fi sarcini de manevră sau sarcini de rafală. Sarcinile de manevră depind de viteza de zbor şi sunt direct proporţionale cu acestea, fiind la dispoziţia pilotului. Sarcinile de rafală apar datorită turbulenţelor atmosferei;

sarcini produse la decolare; sarcini produse la aterizare; sarcini produse la folosirea armamentului ambarcat pe aeronave (în cazul variantelor

constructive militare); tracţiunea şi vibraţiile motoarelor; sarcini produse de transmisie (în special la elicoptere);

sarcini cu caracter local (sarcini de transport pe sol, sarcini produse de presurizare, etc.).



CAPITOLUL 2. STABILIREA ÎNCǍRCǍRILOR ŞI PREDIMENSIONAREA STRUCTURII

CENTRALE A ELICOPTERULUI IAR 316B ALOUETTE

Structura centrală a elicopterului IAR 316B Alouette realizată sub licenţă franceză (Aérospatiale Aviation Sud) la ICA Ghimbav şi mai târziu IAR Braşov este un model de referinţă privind îmbinarea fericită între soliditatea impusă de utilizarea acestui ansamblu din componenţa aparatului de zbor, greutatea redusă (circa 85 kg în condiţiile în care s-a luat decizia de a fabrica structura centrală utilizând un oţel slab aliat de tipul 15 CrMoV6 sau 25 CrMo4) precum şi metoda de îmbinare prin sudare aleasă şi anume sudarea WIG.

2.1 Sistemul axelor de referinţă Calculele aferente sunt făcute plecând de la un sistem de referinţă în coordonate XYZ

numit "referinţă aparat" (axa Z este perpendiculară pe planşeul cabinei) (figura 2.1). Numerotaţia prezentă în figura de mai jos reprezintă nodurile structurii. [124]

Fig. 2.1 Schemă ansamblu cabină – structură centrală

2.3.1 Diferite cazuri de calcul 2.3.1.1 Cazul aterizării Notaţiile consacrate sunt prezentate mai jos:

a1IIIAR – aterizare verticală cabrată, caz simetric; a11IIIAR – aterizare verticală cu rotaţia pe roata AR (SPATE) pe stânga;

ARS IIIa11 – caz simetric unde

21

11ARS IIIaa = ;

ARa IIIa11 – caz antisimetric;

a2VAV – autorotaţie în trei puncte, caz simetric. a3VAV – aterizare cu ripare în trei puncte;

SAVVa3 – caz simetric; a

AVVa3 – caz antisimetric. [124] 2.3.1.2 Cazul zborului



Vom considera cazurile:

V1 – AV (FAŢǍ) centrat în cazul ieşirii din picaj; V21 – AV centrat în cazul rotaţiei la dreapta; V22 – AV centrat în cazul rotaţiei la stânga.

2.3.2 Determinarea eforturilor în punctele de ataşare Diferitele puncte de ataşare ale structurii centrale sunt supuse eforturilor şi

tensiunilor atât la decolare – aterizare cât mai ales în timpul zborului. Punctele de ataşare pentru ansamblurile componente ale aparatului de zbor sunt

indicate mai jos:

ataşarea cabinei (noduri: şi ) SD

11

SD

22

ataşarea fuzelajului (noduri: şi 5) SD

66

ataşarea rezervorului (noduri: şi ) SD

77

SD

88

ataşarea cutiei principale (noduri: şi ) SD

77

SD

88

ataşarea turbinei (noduri: şi ) MSD

777

SD

66

ataşarea trenului de aterizare SPATE (noduri: şi ). DD

47

SS

47

2.3.2.1 Ataşarea cabinei

Componentele de pe axa Z precum şi momentele axei principale în planul de simetrie sunt repartizate între punctele 1S şi 2S de o parte, 1D şi 2D de cealalta parte (figura 2.2).

Fig. 2.2 Ataşarea cabinei unde:



1D, 2D, 3D sunt nodurile de ataşare a cabinei; Ax – axa de simetrie.

Componentele pe axele X şi Y sunt repartizate în punctele 2D şi 2S, similare cu

momentele pe axele X şi Z (tabelul 2.1).

Tabelul 2.1 Valorile numerice în punctele de ataşare ale cabinei

Caz de calcul X2 Y2 Z2 Z1a1IIIAR 0 0 64 -281,5

dr -32 -1,4 -16,5 45,3 a11IIIAR stg +32 -1,4 80,5 -326,7 a2VAV 0 -1,2 -827 505

dr 340,2 -208,5 -625,9 637,5 a3VAV stg -340,2 -208,5 -553,1 -322,5 dr -198,5 -68,8 80,1 -616,4 V21 stg 198,5 -68,8 -64,1 -653,6 dr 301 104,5 -101 606,2 V22 stg -301 104,5 117,5 -663,2 dr 0 0 14,5 -1272 V1 stg 0 0 14,5 -1272

2.3.3 Calcule unitare 2.3.3.1 Eforturi în ansamblul barelor FAŢǍ şi SPATE Ansamblul barelor FAŢǍ (AV) şi SPATE (AR) ale prismei centrale (cotul stâng)

este calculat pentru cazurile de încărcări unitare antisimetrice (figura 2.8 şi figura 2.9).

Fig. 2.8 Eforturile în ansamblul bare FAŢǍ

unde:



1D, 1S, 2D, 2S, 3D, 3S, 8D, 8S sunt nodurile din ansamblul barelor FAŢǍ (AV); F3’, F4’, F5’, F6’ – eforturile din nodurile 1D, 1S, 2D, 2S, 3D, 3S, 8D, 8S.

Fig. 2.9 Eforturile în ansamblul bare SPATE unde:

5, 6D, 6S, 7D, 7M, 7S, 4D sunt nodurile din ansamblul barelor SPATE (AR); F1, F2, F3, F4, F5 – eforturile din nodurile 5, 6D, 6S, 7D, 7M, 7S, 4D.

Eforturile în bare sunt date prin expresiile prezentate mai jos.

Eforturi în bare opuse la stânga:

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

⋅

⎪⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

−−−

−

−−

=

⎪⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

'5

'6

'4

'3

020800146234737899168415,98200000

100000176000

14423300100000

1001

3182323122122111

FFFF

SSSSSSSMSMSMSS

MS

(2.1)



Eforturi în bare opuse la dreapta:

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

−−−−−

−−−−

−−−

=

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

5

4

3

2

1

04,266,985,4823101026,88,1020846,75,739,706076,513,50011,11106,12009,124,426,215,163

1001

6767545756

66

FFFFF

MSSS

SSS

MS

(2.2)

2.4.2 Determinarea coeficienţilor de încastrare 2.4.2.1 Calculul barelor 3S – 4S şi 3D – 4D Aceste bare fac obiectul unei verificări suplimentare. Sarcina critică de flambaj este

determinată ţinând cont de rigiditatea încastrării. Fie AB bara luată în discuţie. A corespunde nodului 3S iar B corespunde nodului 4S

(figura 2.11). [8]

Fig. 2.11 Simplificarea barelor 3S – 4S şi 3D – 4D unde:

AB este bara supusă la flambaj; KA, KB – rigiditatea în nodul A, respectiv nodul B; ΘA, ΘB – unghiurile determinate de rotaţia extremităţilor.

Momentele la încastrare sunt:

în punctul A: AAA KM Θ⋅−= (2.8)

în punctul B: BBB KM Θ⋅−= (2.9)

unde:

KA este rigiditatea în nodul A; KB – rigiditatea în nodul B.

Unghiurile ΘA şi ΘB determină rotaţia extremităţilor după cum urmează:



( ) ( )

( ) ( ) ⎩⎨⎧

=Θ⋅+Θ⋅=Θ⋅+Θ⋅

→

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

⋅⋅Θ⋅−

+Ψ⋅⋅⋅Θ⋅−

=Θ

⋅⋅Θ⋅−

+Ψ⋅⋅⋅Θ⋅−

=Θ

0''0

63

6311

11

BA

BA

AABBB

BBAAA

BABA

uIE

KuIE

K

uIE

KuIE

K

ϕ

ϕ (2.10)

( ) ( ) ( ) 06

13

13

1211

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅

⋅⋅⋅⋅−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Ψ⋅

⋅⋅+⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Ψ⋅

⋅⋅+ u

IEKKu

IEKu

IEK

BAAA ϕ (2.14)

Pentru exemplificare avem urmatoarea aplicaţie numerică prezentată în tabelul 2.9.

Tabelul 2.9 Aplicaţie numerică pentru diferite bare

Bare Lungime Inerţie Φe

3S – 4S 925 5439 25X1 3S – 1S 840 29025 32X3 3S – 3M 450 5439 25X1 4S – 3M 1029 3646 22X1 4S – 4M 450 1602 18X0,8

2.4.2.3 Determinarea sarcinii critice la flambaj pentru bara 3S – 4S

Dacă K este coeficientul de încastrare al barei, valoarea limită a forţei de compresiune va fi: [8,124]

IEPu

PLK

IE

KLPIE

LIEKP

cr

cr

cr

⋅⋅=

⋅⋅=⋅

⋅⋅

=⋅

⋅⋅⋅=

21

112

2

2

2

2

2

ππ

π

(2.25)

Coeficientul de flambaj local este dat de următoarea ecuaţie:

436,11953,01

12

953,02200020000

1

1

=⋅=

⋅=⋅=

β

βββ (2.33)

Utilizând raportul 61,0' =r

f

nn rezultă că sarcina critică la flambaj este:

kgncr 29804,755,39 =⋅= (2.34)



2.5.1 Eforturile din cadru Eforturile din cadru în cazul rotaţiei la stânga sunt prezentate în tabelul 2.10.

Tabelul 2.10 Solicitările din barele cadrului 8D7D – 8S7S

Bara Solicitarea 8S – 7S -5034,7 kg (tracţiune) 8D – 7D +5102,2 kg (compresiune) 8S – 8M -994,5 kg (tracţiune) 8M – 8D +994,5 kg (compresiune) 7S – 7M -1754,4 kg (tracţiune) 7M – 7D +1797,9 kg (compresiune)

2.6 Consideraţii privind structura centrală a elicopterului IAR 316B Alouette 2.6.1 Nodurile 1S şi 1D (structura centrală - cabină)

La îmbinarea celor două noduri (între structură şi cabină) avem următoarele valori ale eforturilor provenite de la cabină pentru cazul V1: [124]

în nodul 1S – 1886,2 kg în nodul 1D – 1886,2 kg

unde V1 este cazul zborului AV (FAŢǍ) centrat în cazul ieşirii din picaj.

2.6.4 Nodurile 7S, 7D, 8S şi 8D (structura centrală – suportul carcasei rotorului principal)

efortul în bara α – 7S = +972 kg cazul zborului V22

= -138 kg cazul aterizării a1III efortul în bara β – 7D = -2289 kg cazul zborului V1

= +46,5 kg cazul aterizării a3V efortul în bara α – 8S = -4849,5 kg cazul zborului V1 efortul în bara β – 8D = -3031,5 kg cazul zborului V1

2.7.Verificarea capetelor şi tălpilor Formulele folosite pentru aflarea valorilor numerice sunt prezentate mai jos:

la tracţiune ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

⋅⋅= 22 mm

kgcb

Fσ (2.35)

la forfecare ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

⋅⋅= 22 mm

kgea

Fτ (2.36)



compresiune ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

⋅= 2mm

kged

Fmσ (2.37)

unde:

F este sarcina; a, b, c – cotele barelor; d – diametrul; e – grosimea; S – secţiunea barei.

2.7.4 Ataşarea suportului carcasei rotor în nodurile 7S, 7D, 8S şi 8D Pentru nodul 7S σr=85 kg/mm2 (în cazul tălpii de prindere) iar efortul la încastrare

este similar cu cel din cazul V1 unde V1 este cazul zborului AV (FAŢǍ) centrat în cazul ieşirii din picaj valoarea sa numerică fiind de 2289 kg.

Materialul din care este confecţionată talpa de prindere este oţel slab aliat de tipul 25CrMo4 (FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009).

tensiunea la tracţiune: 854,167102

22892 <=

××=

mmkgσ (2.59)

oeficientul de siguranţă=5,2

tensiunea la forfecare: 554,167102

22892 <=

××=

mmkgτ (2.60)

coeficientul de siguranţă=3,36

tensiunea la compresiune: 854,17719

22892 <=

×=

mmkg

mσ (2.61)

coeficientul de siguranţă=4,94

Pentru nodul 7D σr=68 kg/mm2 (în cazul tălpii de prindere) iar efortul la încastrare

este similar cu cel din cazul V1 unde V1 este cazul zborului AV (FAŢǍ) centrat în cazul ieşirii din picaj valoarea sa numerică fiind de 2289 kg.

Materialul din care este confecţionată talpa de prindere este oţel slab aliat de tipul 25CrMo4 (FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009).

2.9 Verificarea sudurilor Metoda de sudare aleasă este sudarea manuală WIG. Eforturile care apar în suduri sunt de tipul contracţiilor. [8] Contracţii maxime:



sudura bară – talpă sau bară – capăt, verificată la tracţiune;

σr= 60 kg/mm2 (2.96) sudura guseu – talpă sau guseu – cap, verificată la forfecare.

τr=60x0,65=39 kg/mm2 (2.97)

Contracţia calculată:

sudura bară – talpă sau bară – capăt, verificată la tracţiune;

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= 2mm

kgSFσ (2.98)

sudura guseu – talpă sau guseu – cap, verificată la forfecare.

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= 2' mm

kgSFτ (2.99)

unde:

S este secţiunea barei pentru solicitarea la tracţiune; S’ – grosimea cordonului x lungimea lui pentru solicitarea la forfecare

2.10 Concluzii În urma calculelor efectuate s-au constatat urmatoarele:

valorile maxim admisibile pentru încercările la care au fost supuse subansamblurile din componenţa structurii centrale a elicopterului IAR 316B Alouette nu au fost depaşite în nici unul din cazurile studiate;

valorile minime au fost acceptate (valoric vorbind) sensibil mărite pentru a păstra o marjă de siguranţă general acceptată în industria aeronautică;

convenţiile de înlocuire prezentate în figurile 2.12. şi 2.13. sunt facute pentru uşurarea calculului matematic şi nu afectează comportarea aparatului de zbor în condiţii reale de exploatare;

valorile numerice pentru solicitările la care este supusă structura centrala în timpul zborului precum şi în timpul aterizării sunt prezentate comparativ în tabelul 2.8. pentru evidenţierea modificărilor privind încărcarea suportată de către aparatul de zbor;

pentru majoritatea elementelor ataşate structurii centrale (cabină, fuzelaj, rezervor, turbină, tren de aterizare) s-au calculat valorile încărcărilor plecând de la două posibile situaţii: cazul de încărcare simetric şi cazul de încărcare antisimetric.



CAPITOLUL 3. CERCETǍRI PRIVIND COMPORTAMENTUL LA SUDARE AL OŢELURILOR

SLAB ALIATE UTILIZATE ÎN INDUSTRIA AERONAUTICĂ Calitatea construcţiilor sudate şi costul acestora sunt în mare măsură influenţate de

metoda de sudare aplicată, întrucât aceasta influenţează direct timpul de sudare, consumul de material de adaos şi de energie, productivitatea de topire şi calificarea personalului necesar.

3.1 Alegerea procedeului de sudare prin topire

În tabelul 3.1 sunt prezentate principalele procedee de sudare prin topire precum şi

caracteristicile acestor produse.

Tabelul 3.1 Caracteristicile procedeelor de sudare prin topire

Denumirea procedeului

Date tehnologice Materiale sudabile Domeniul de utilizare

Sudarea cu flacără oxigaz

- acetilenă sau gaz: p=0,05...0,2 atm; - oxigen: p=2,5...3,5 atm; Q=250...3000 l/min; - sârmă: ø 1...3,2 mm.

- g=0,5...12 mm; - oţeluri carbon şi aliate de construcţii, oţeluri înalt aliate, fonte, metale şi aliaje neferoase.

- sudarea tablelor subţiri, la diferite produse metalice, maşini agricole, vehicule, conducte; - reparaţii.

Sudarea cu arc electric şi

electrod învelit

- Is=50...400 A; - Ua=15...40V; - de=1...6 mm; - vs=1,2...8 cm/min.

- g=2...40 mm; - oţeluri de construcţii, oţeluri slab, mediu şi înalt aliate, fonte.

- sudarea de îmbinare şi de încărcare, pentru cusături scurte, curbilinii, în toate domeniile construcţiei de maşini şi utilaje.

Sudarea cu arc electric acoperit sub strat de flux

- Is=200...2000 A; - Ua=20...50V; - de=1,5...6 mm; - vs=3...15 cm/min.

- g=2...60 mm; - oţeluri carbon slab aliate; - oţeluri de construcţii, de cazane, oţeluri înalt aliate; - Ni şi aliajele lui.

- sudarea de îmbinare şi de încărcare, cusături lungi în linie dreaptă şi circulare; - construcţii de maşini grele, aparate pentru industria chimică, rezervoare, cazane, nave, stâlpi.

Sudarea cu arc electric în

atmosferă de argon, cu

electrod fuzibil (MIG)

- Is=120...500 A; - Ua=20...30V; - de=1,2...2,5 mm; - QAr=10...20 l/min; - vs=1,5...20 cm/min.

- g=3...30 mm; - oţeluri aliate şi înalt aliate; - Al, Cu, Ni, Ti şi aliajele lor.

- construcţii de aparate şi rezervoare, vehicule de cale ferată, nave, aeronave.


- Is=40...500 A; - Ua=16...35V;

- g=3...30 mm; - oţeluri aliate şi

- construcţii de maşini, vehicule, conducte,



atmosferă de CO2, cu

electrod fuzibil (MAG)

- de=0,8...2,5 mm; - Q CO2=10...25 l/min; - vs=1...20 cm/min.

înalt aliate; - Al, Cu, Ni, Ti şi aliajele lor.

rezervoare şi cazane, aparate chimice, construcţii metalice.


atmosferă de argon, cu electrod

nefuzibil de wolfram (WIG)

- Is=10...300 A; - Ua=10...30V; - dw=0,5...6 mm; - ds=2...6 mm; - QAr=5...25 l/min; - vs=1,2...8 cm/min.

- g=1...10 mm; - oţeluri slab, mediu şi înalt aliate; - Al, Cu, Ni, Ti şi aliajele lor.

- construcţii de aparate şi rezervoare, vagoane, nave, aeronave; - reparaţii.

Sudarea în baie de zgură

- Is=200...3000 A; - Ua=25...50V; - øe=2...6 mm; - vs=0,5...1,5 m/h.

- g=12...600 mm; - oţeluri carbon de uz general, oţeluri refractare.

- sudare de îmbinare şi de încărcare; - aparate pentru industria chimică, batiuri de maşini, nave, instalaţii matalurgice şi siderurgice.

Sudarea cu plasmă

- Is=40...400 A; - Ps=1...15kW; - Qg=4...20 l/min; - vs=0,4...2,5 m/min.

- g=0,8...25 mm; - oţeluri carbon slab şi înalt aliate; - Cu, Ni, Ti, Zr, Pt şi aliajele lor.

- cusături longitudinale şi circulare pătrunse; - rezervoare, cazane, ţevi etc.

Sudarea cu fascicol de electroni

- Ua=15...200V; - Pe=0,5...100kW; - p=10-5 torr; - vs=0,3...2,5 m/min.

- g=0,01...200 mm; - oţeluri şi aliaje inoxidabile şi refractare; - metale şi aliaje de Ti, Ni, Mo, Zr, Cu

- construcţii de aeronave, rachete, vehicule, organe de maşini, scule, etc;

Sudarea cu laser

- P1=1...20(60)kW; - laser de CO2; - vs=0,3...2,5 m/min.

- g=0,06...20 mm; - oţeluri şi aliaje greu fuzibile, inox, refractare; - Al, Mo,Cu, Ti, Zr, Ta, W etc.

- rachete, reactoare, rezervoare, aeronave, scule, etc.

Sudarea în baie de CO2

- Is=400...800 A; - Ua=30...40V; - øe=1,5...2,5 mm; - Q CO2=10...20 l/min; - vs=1,5...3 cm/min.

- g=10...60 mm; - oţeluri carbon şi slab aliate.

- construcţii navale, rezervoare, cazane, cuptoare înalte, reactoare.

Sudarea cu arc electric rotitor

- Is=100...1000 A; - Ua=25...35V; - gaz protector de CO2, Ar; - Q=5...10 l/min; - narc=50...300 t/min; - magnetism: 1000

- g=0,1...2 mm; - ømax=300 mm; - oţeluri carbon înalt aliate; - metale şi aliaje neferoase.

- industria prelucrătoare de table subţiri, rezervoare, aparate, vehicule.



Aw; - ts=0,3...10 sec.

Sudarea alumino –

termică

- termit format din 25% Al + 75% Fe2O3; - timp de reacţie: 4...20 sec; - formă de nisip.

- oţeluri cu Ce 1,2%; - oţeluri turnate, fonte, aluminiu; - A=200 mm economic.

- sudare de îmbinare şi de încărcare; - montarea şinelor, cilindrilor de laminor, oţelurilor beton, zalelor de lanţ etc.

unde:

Is este intensitatea curentului de sudare; Ua – tensiunea de sudare; vs – viteza de sudare; de,w,s, øe – diametrul electrodului (fuzibil sau nefuzibil) sau a sârmei de sudura; p – presiunea; Q – debitul de gaz; P – puterea sursei; ts – timpul de sudare; g – grosimea materialului; A – secţiunea materialului.

3.2 Procedeul de sudare WIG 3.2.1 Generalităţi Schema de principiu a procedeului de sudare WIG este prezentată în figura 3.1.

Fig. 3.1 Schema de principiu a procedeului de sudare WIG

În cazul sudării prin procedeul WIG, arcul electric se formează între electrodul de wolfram 1 şi metalul de sudat 2. Atât electrodul de wolfram cât şi metalul de adaos 4 împreună cu baia metalică sunt protejate datorită argonului stocat în butelia 5. Prin intermediul ajutajului 3 gazul de protecţie (argonul) este direcţionat spre locul de sudare.



Sursa de curent 6 poate fi un generator de curent continuu sau un transformator de sudură iar prin intermediul panoului de comandă 7 se fac conexiunile la electrod şi la piesă. [27]

3.2.2 Materiale utilizate la sudarea WIG Materialele utilizate la sudarea WIG sunt prezentate în continuare:

electrozi nefuzibili; materiale de adaos (vergele sau sârme); gaze protectoare.

3.2.2.3 Gazele protectoare folosite la sudarea WIG În cazul sudării prin procedeul WIG poate fi utilizat ca mediu protector orice gaz

inert şi insolubil în materialul electrodului nefuzibil şi din baia metalică. În practică, la sudarea WIG a oţelurilor sunt utilizate, cel mai frecvent Ar în Europa

şi Ar sau He în Statele Unite şi Canada. [119] Cu cât puritatea gazului inert este mai mare, cu atât este posibilă utilizarea unor

curenţi cu o intensitate mai mare pentru acelaşi diametru al electrodului fără a se produce o uzură excesivă a acestuia. Prin aceasta rezultă şi o productivitate mai mare a procesului (spre exemplu, la o puritate a argonului de 99,9 % corespunde o viteză de sudare vs = 4 cm/sec iar pentru o puritate a argonului de 99,3 % avem o viteză de sudare vs ≤ 2,5 cm/sec) precum şi o calitate mai bună a sudurii (la sudarea cu argon de calitate ridicată, chiar şi în cazul vitezelor mari de sudare, nu se obţin pori în cusătură).

Prin amestecarea gazelor cu potenţiale de ionizare diferite, poate fi variată tensiunea arcului într-o gamă destul de largă de valori, după cum rezultă din figura 3.6.

Fig. 3.6 Variaţia tensiunii arcului la sudarea WIG În cazul sudării unor aliaje neferoase (Al, Mg, Cu etc.), introducerea hidrogenului în amestecul protector de gaze este interzisă deoarece provoacă pori şi fisuri în cusătură.

Ca o concluzie în cazul sudării WIG se poate utiliza ca şi gaz protector argonul sau amestecuri de gaze având ca bază argonul.



3.3 Tehnologia propusă pentru sudarea locală a ţevilor

În programul de experimente la sudarea tubulaturii s-au folosit ca semifabricate ţevi din 15 CrMoV6 (Φ 25 x 81 pentru nodurile 3S şi 3D) 15 CrMoV6 (Φ16 x 0,8 pentru nodurile 7S şi 7D) şi 15 CrMoV6 (Φ18 x 0,8 pentru nodul 5), debitate la un metru, şanfrenate conform SREN 29692. Capetele ţevilor s-au prelucrat conform figurii 3.8. [13]

Fig 3.8 Prelucrarea capetelor de ţeavă pentru semifabricatele folosite

Sudarea ţevilor s-a efectuat conform specificaţiei API 1104 - 1994. Acest standard

cuprinde sudarea cu gaz şi cu arc electric, cap la cap, în colţ şi cu racord a ţevilor din oţel carbon şi oţel slab aliat, folosite la structuri sudate.

Sudarea s-a făcut manual prin procedeul WIG. Standardul de mai sus cuprinde normativele de acceptare aplicate sudurilor, testate

prin metode distructive sau controlate radiografie. Importanţa respectării acestui normativ rezultă din faptul că API 1104 - 1994 este complementar cu API 5L după care se elaborează şi fabrică tubulatura.

Suprafeţele capetelor şanfrenate au fost controlate vizual şi curăţate ulterior cu un polizor electric portativ. De asemenea s-au curăţat suplimentar capetele supuse îmbinării cu peria de sârmă. Sudura s-a făcut pe "dispozitivul pentru poziţionare–sudare manuală". [124]

Sudarea pe dispozitiv oferă posibilitatea rotirii şi poziţionării ţevii adică îmbunătăţeşte condiţiile de sudare.

Parametrii de sudare fără preîncălzire sunt prezentaţi în tabelul 3.4. O parte din căldura degajată de arcul electric se pierde prin radiaţii şi convecţii în

mediul înconjurător, cea mai mare parte însă serveşte la încălzirea şi topirea pieselor pentru sudare. Caracterizarea energiei folosite la sudare se efectuează de obicei folosind noţiunea de energie liniară. Valoarea energiei liniare se calculează cu relaţia de mai jos:

[ cmKjV

UIkE /100060

= ] (3.1)

unde:

U este tensiunea de sudare [V] I – intensitatea curentului de sudare [A] V – viteza de sudare [cm/min]



Tabelul 3.4 Parametri de lucru la sudarea fără preîncălzire

15 CrMoV6 (Φ 25 x 81)

15 CrMoV6 (Φ16 x 0,8)

15 CrMoV6 (Φ18x0,8)

Temperatura ambiantă T, [°C]

U=30(V) U=28(V) U=28(V)

1=5 5(A) I=80(A) I=60(A)

t=10,4min t=6,16min t=15,30min

El=14,8 (Kj/cm) El=20,l (Kj/cm) El=15,l (Kj/cm)

V=3,26 (cm/min) V=8,57 (cm/min) V=4,49 (cm/min)

18

Energia liniară E a fost calculată numai pentru stratul final (care poate fi şi singurul

în cazul pereţilor subţiri) datorită faptului că la primul strat U şi I variază în limite largi şi este greu de stabilit o valoare medie.

Puterea termică a arcului electric este dată de relaţia:

Q = Ua⋅Is⋅η [J/s] (3.2) unde:

Ua este tensiunea arcului [V]’ Is – intensitatea curentului de sudare [A]; Η – randamentul termic al arcului electric.

Poziţia optimă de sudare este cea în planul orizontal sau apropiată de acesta, când se

ajunge în partea de sus a ţevii. Sudarea s-a făcut cu o supraînălţare cât mai mică de l,5mm deoarece o supraînălţare

mai mare duce la consum de material de adaos şi la sporirea consumurilor de energie. În cazul sudării ţevilor din oţel slab aliat 15CrMoV6 (FE-PL1505 conform SR EN

3523:2007)se impun câteva consideraţii: temperatura indusă prin arcul electric în materialul de bază este mult mai mare decât

temperatura atinsă la călire sau alt tratament termic; din punct de vedere al vitezei de încălzire la sudare, aceasta este de 10 până la 100 de

ori mai mare decât în timpul unui tratament termic realizat în cuptor; reducerea subzonei de supraîncălzire anterioară având ca rezultat ameliorarea

ductilităţii; proprietăţile subzonei de normalizare nu sunt afectate deoarece depunerea nu s-a

făcut cu un aport caloric superior celui precedent. 3.4.1 Aparatul de sudare Aparatul de sudare ales este SAXOTECH 22O produs de firma Air Liquide (figura

3.9). Această instalaţie de sudare este realizată sub formă compactă, monobloc având un grad ridicat de mobilitate.



Fig. 3.9 Aparatul de sudare SAXOTECH 220 - vedere frontală Acest utilaj de sudare este compus dintr-un generator de curent continuu de ultimă

generaţie. Această tehnologie nouă permite construcţia de generatoare de sudura compacte şi extrem de uşoare în acelaşi timp. De asemenea, aceste calităţi fac ca acest utilaj de sudură să fie extrem de versatil, eficient şi nu în ultimul rând să aibă un consum de energie redus, ceea ce este un avantaj major în actuala criză energetică cu care se confruntă omenirea.

Caracteristicile tehnice şi cele de funcţionare ale aparatului de sudare SAXOTECH 22O sunt prezentate mai jos:

tensiunea nominală: 230 V, 50 – 60 Hz; intensitatea de sudare: 5A – 220 A; ciclu de lucru 35%: 220A; ciclu de lucru 60%: 180A; ciclu de lucru 100%: 150A; clasa de protecţie: IP 23; clasa de izolare: H; greutate: 19 kg; dimensiuni: 250 x 460 x 450.

3.5.1 Materialul de adaos Sudarea oţelurilor 25CrMo4 (FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009) şi 15CrMoV6

(FE-PL1505 conform SR EN 3523:2007) necesită utilizarea următoarelor materiale de adaos prezentate în tabelul 3.6. [81]



Tabelul 3.6 Materiale de adaos utilizate la sudarea oţelurilor slab aliate

Metal de bază Material de adaos 25CrMo4 + 25CrMo4 A 50

15CrMoV6 + 15CrMoV6 15CrMoV6 25CrMo4 + 15CrMoV6 15CrMoV6

3.5.2 Gazul de protecţie Gazul de protecţie folosit pentru sudarea ansamblului central al elicopterului IAR

316B Alouette este argonul de calitate NERTAL cu puritatea mai mare de 99,99%. Condiţionarea acestui gaz este în funcţie de consumul său:

mic – butelie de oţel de 10 m3 la presiunea de 196 bar; mediu – cadru constituit din butelii; mare – stocare într-un evaporator.

3.6 Contribuţii privind sudarea WIG a oţelurilor slab aliate destinate industriei

aeronautice

La sudarea structurii centrale trebuie avut în vedere faptul că datorită diferenţelor de diametru ale ţevilor ce urmează a fi îmbinate (în special în nodurile multiple cum sunt 3D şi 3S, 7D şi 7S, 8D şi 8S etc.) debitul de argon diferă în funcţie de diametrul duzei precum şi de grosimea materialului. De exemplu la sudarea ţevilor cap la cap (cazul nodurilor 3D şi 3S) se foloseşte o pernă de argon şi un debit mai mare de gaz de protecţie (figura 3.12) comparativ cu sudarea de colţ (cazul nodurilor 7D şi 7S) unde pentru aceeaşi duză debitul de argon este redus (figura 3.13).

a b

Fig. 3.12 Nodurile 3S şi 3D (prelevări din structura sudată) a – vedere de montare dinspre nodul 5; b – vedere de sus

Cele două noduri complexe (3S şi 3D) din componenţa structurii centrale au fost sudate după care au fost tăiate şi protejate prin lăcuire. Sudarea cap la cap este prezentă în



cazul îmbinării dintre ţeava 1S – 3S şi ţeava 3S – 4S (pentru nodul 3S) şi pentru îmbinarea dintre ţeava 1D – 3D şi ţeava 3D – 4D (pentru nodul 3D).

a b

Fig. 3.13 Nodurile 7S şi 7D (prelevări din structura sudată) a – vedere de sus ; b – vedere de montare dinspre nodul 6

Cele noduri, 7S şi 7D prezentate în figura 3.13 au fost îmbinate prin sudare după care au fost îndepărtate din structură prin tăiere şi ulterior protejate folosind procedeul de aluminizare (tratament termochimic ce constă în aplicarea unui strat compus din pulberi de aluminiu intr-un procent de până la 15% pe o adâncime ce variază între 0,4 şi 0,5 mm).

Orice piesă sudată trebuie să fie pregătită premergător operaţiunii de sudare până la apariţia luciului metalic astfel încât să se prevină apariţia porilor sau arsurilor marginale.

Fig. 3.15 Poziţii de sudare pentru ţevi [108] În cazul sudării verticale vergeaua se poziţionează chiar în buza rostului spre deosebire de sudura orizontală unde vergeaua de adaos se poziţionează puţin deasupra datorită tendinţei de suprapătrundere.



În cazul sudării „peste cap” vergeaua se poziţionează practic în interiorul ţevii, pe partea interioară a rostului în vederea obţinerii unei rădăcini bombate (figura 3.16).

a b

Fig. 3.16 Nodul 5 secţionat

a – vedere de sus ; b – vedere longitudinală

Se observă în cazul nodului 5 (care a fost secţionat) sudura obţinută în urma poziţionării pistoletului de sudare la un unghi de înclinare între electrodul de wolfram şi vergeaua de sudare de circa 120º. Pe măsură ce electrodul de wolfram de apropie de unghiul de înclinare de 90º se observă o creştere a pătrunderii.

3.7 Tensiuni remanente la sudare. Fenomene fizice şi metalurgice Prezenţa tensiunilor interne influenţează sensibil asupra caracteristicilor tehnologice

şi de exploatare ale materialelor metalice, adică comportarea produselor metalice în timpul operaţiilor de prelucrare în servici sau chiar în timpul depozitării.

Dintre consecinţele dăunătoare ate prezenţei tensiunilor interne în produsele metalice, cele mai importante sunt următoarele:

modificarea formei şi dimensiunilor, ca urmare a prelucrărilor ulterioare, a exploatării sau în timpul depozitării;

în anumite părţi ale produselor apar modificări ale valorilor tensiunilor care conduc la modificarea echilibrului de forţe şi momente şi implicit la modificări ale formelor şi dimensiunilor;

modificările se pot produce brusc prin lovire, strunjire sau lent, prin redistribuirea tensiunilor în timp;

apariţia ruperilor la solicitări mult mai mici decât cele la care ar fi rezistat produsul în absenţa tensiunilor interne. S-a constatat că dacă peste tensiunile remanente de întindere se suprapun tensiuni

exterioare de întindere se poate produce fisurarea sau ruperea. De aceea trebuie studiat ca sudura să evite asemenea tensiuni alternante care solicită sudura la oboseală.

Mărimea şi distribuţia tensiunilor remanente în îmbinările sudate ale unor ţevi cu grosimea peretelui de 3 – 6 mm este dată în figura 3.19. [58]. Ţevile sunt executate dintr-un oţel slab aliat Cr-Mo, sudarea facându-se manual prin procedeul WIG cu metalul de adaos având compoziţie chimică apropiată de cea a materialului de bază.



Fig.3.19 Epura tensiunilor remanente în îmbinările sudate ale unor ţevi

cu grosime între 3 şi 6 mm [58] a – tensiuni longitudinale pe înălţimea cusăturii; b – tensiuni tangenţiale pe

înălţimea cusăturii; c – longitudinalele la suprafaţa exterioară; d – tangenţiale la suprafaţa exterioară.

3.8 Mecanismul fragilizării structurale şi fisurării îmbinărilor sudate

La explicarea mecanismului fragilizării structurale a zonei influenţate termic (ZIT) la

oţelurile carbon şi slab aliate, sudabile, trebuie să se ţină seama şi de ondulaţiile specifice impuse de ciclul termic de la sudare. Astfel, în ZIT se creează condiţii favorabile apariţiei structurile aciculare dure de călire, a tensiunilor interne ridicate a microfisurilor şi fisurilor.

In ceea ce priveşte procesul de fisurare, acesta se datorează nivelului tensiunilor de întindere, necesar atât pentru dezvoltarea germenilor de fisurare, cât şi pentru propagarea fisurilor până la rupere (principiul Griffith - Orowoan).

Fig.3.20 Formarea fisurii prin mecanismul aglomerării dislocaţiilor conform teoriei

lui Cottrell [117] 3.9 Detalii ale structurii centrale Structura centrală a elicopterului IAR 316B Alouette este asamblată prin sudare WIG

în cadrul atelierului de sudură şi ulterior expediat către secţia montaj general cu ajutorul căruciorului de susţinere şi manipulare prezentat în figura 3.21.



Fig. 3.21 Structura centrală: vedere laterală dreapta spate

a b

Fig. 3.22 Detaliu noduri 3D şi 3S a –nodul 3D; b – nodul 3S

În figura 3.22 (a) se poate observa duza de admisie pentru gazul inert care este

introdus în interiorul structurii iar în figura 3.22 (b) se poate observa triunghiul format din nodurile1S – 2S – 3S cu punctele de ataşare ale cabinei din nodurile 1S şi 2S (vizibile parţial).

Fig. 3.24 Detaliu nod 5



Nodul 5 alături de nodurile 6S şi 6D sunt principalele puncte de ataşare a grinzii de coadă din structura de rezistenţă a elicopterului reactiv uşor IAR 316B Alouette. În figura 3.24 se poate observa urechea de ataşare din nodul 5.

3.10 Concluzii

În timpul operaţiei de sudare a tubulaturii apar trei tipuri de tensiuni: tensiuni reziduale termice, structurale, şi tensiuni de reacţie ca urmare a legăturilor rigide ale structurii sudate.

Valoarea tensiunilor remanente este proporţională cu modulul de elasticitate, deci dacă scade modulul de elasticitate, automat scade şi nivelul tensiunilor interne.

Mecanismului fragilizării structurale a zonei influenţate termic (ZIT) la oţelurile carbon şi slab aliate sudabile este în strânsă corelaţie cu ondulaţiile specifice impuse de ciclul termic de la sudare. Astfel, în ZIT se creează condiţii favorabile apariţiei structurile aciculare dure de călire, a tensiunilor interne ridicate şi în final, a microfisurilor şi fisurilor.

Detensionarea se realizează prin trei mecanisme care se completează unul pe altul: scăderea modulului de elasticitate, scăderea limitei de curgere şi relaxarea prin fluaj, toate fiind favorizate de creşterea temperaturii.

Tensiunile interne afectează sensibil comportarea produselor sub acţiunea chimică a mediului, combinate sau nu cu o acţiune mecanică.

Asupra mărimii şi distribuţiei tensiunilor remanente, în afara deformaţiilor neuniforme datorate modificării volumului materialului în cursul răcirii, o anumită influentă o au şi modificările de volum care se produc sub temperatura de descompunere a austenitei. La diferite mărci de oţeluri, aceste modificări sunt dependente de concentraţia în carbon şi în elemente de aliere.

În secţiune încălzirea este puternică pe faţa unde se sudează şi mai slabă pe fata opusă ei; pe lungimea cusăturii încălzirea este maximă în dreptul arcului electric, în faţa arcului componentele sunt reci iar în spatele său, ele sunt în curs de răcire.

În cazul sudării ţevilor din oţel slab aliat 15 CrMoV6 se impun câteva consideraţii: temperatura indusă prin arcul electric în materialul de bază este mult mai mare decât

temperatura atinsă la călire sau alt tratament termic; din punct de vedere al vitezei de încălzire la sudare, aceasta este de 10 până la 100 de

ori mai mare decât în timpul unui tratament termic realizat în cuptor; reducerea subzonei de supraîncălzire anterioară având ca rezultat ameliorarea

ductilităţii; proprietăţile subzonei de normalizare nu sunt afectate deoarece depunerea nu s-a

făcut cu un aport caloric superior celui precedent. Sudarea WIG asigură o energie termică concentrată şi riguros controlată ceea ce este

considerat ca un avantaj deosebit al procedeului. Procedeele de sudare folosite în tehnica modernă permit obţinerea unor produse, de

la cele miniaturale la cele gigantice, pe seama cunoaşterii comportării materialelor de sudare, a elaborării unor materiale de adaos şi de protecţie adecvate, în strânsă legatură cu construcţia şi perfecţionarea echipamentelor de sudare. Au fost obţinute rezultate deosebite în creşterea eficienţei tehnologiilor de sudare cu ajutorul mijloacelor de mecanizare şi automatizare, a folosirii informaticii în industrie precum şi a atenţiei deosebite acordate protecţiei operatorului şi protejării mediului înconjurător.



CAPITOLUL 4.

METODOLOGIA DE CERCETARE PRIVIND TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE UTILIZATE ÎN INDUSTRIA AERONAUTICĂ,

UTILAJE, DISPOZITIVE, APARATURǍ, CERCETǍRI ŞI CONTRIBUŢII

Tratamentele termice sunt operaţii tehnologice aplicate materialelor în stare solidă care constau în încălziri, menţineri şi răciri după un anumit program (uneori numit regim sau ciclu) în scopul producerii unor transformări structurale remanente care să determine obţinerea unor anumite structuri şi proprietăţi. [29]

4.1 Caracterizarea generală a tratamentelor termice Modificările de structură şi de proprietăţi obţinute prin tratamente termice (TT)

trebuie să se menţină un timp îndelungat la temperatura ordinară sau la temperatura de funcţionare a piesei sau semifabricatului.

Tratamentele termice se bazează pe transformările structurale în stare solidă intrafazice şi pe transformările de fază care au loc la încălzire şi răcire.

Transformarea de fază care are loc la încălzire se numeşte directă iar transformarea de fază care are loc la răcire se numeşte inversă.

Modificările de structură şi de proprietăţi datorate transformărilor de fază sunt, de obicei, mai puternice decât cele datorate transformărilor intrafazice.

4.2 Diagrama de tratament termic Orice proces de tratament termic se poate descrie cu ajutorul diagramei de tratament

termic (DTT) care arată variaţia temperaturii materialului în funcţie de timp. O astfel de diagramă sau grafic în coordonate temperatură – timp caracterizează

programul sau regimul sau ciclul de tratament termic. [3] Pentru o operaţie simplă de tratament termic diagrama de tratament termic este

prezentată în figura 4.1.

Fig. 4.1 Diagrama de tratament termic pentru o operaţie simplă de tratament termic



unde:

a este curba exponenţială de încălzire; b – palierul de menţinere; c – curba exponenţială de răcire; T – temperatura; τ – timpul.

4.3 Clasificarea tratamentelor termice În funcţie de factorii de influenţă (termic, fizic sau chimic) precum şi de

transformările structurale se pot distinge următoarele tipuri principale de tratamente termice: tratamente termice propriu-zise; tratamente termochimice; tratamente termofizice.

4.3.1.1 Recoacerea fără transformare de fază Recoacerea fără transformare de fază este tratamentul termic care constă în încălzirea

materialului aflat în stare instabilă, în afară de echilibru, rezultată dintr-o prelucrare anterioară, pentru a-l aduce într-o stare mai stabilă, mai aproape de echilibru.

Recoacerea de detensionare Recoacerea de recristalizare Recoacerea de omogenizare

4.3.1.2 Recoacerea cu transformare de fază Recoacerea cu transformare de fază este tratamentul termic care constă în încălzirea

materialului peste temperatura de transformare de fază în stare solidă, urmată de o răcire suficient de lentă pentru a se desfăşura complet transformarea de fază la răcire.

Recoacerea de echilibru Recoacerea de normalizare Recoacerea de globulizare Recoacerea izotermă. 4.3.1.5 Îmbătrânirea Îmbătrânirea (durificare prin precipitare, durificare dispersă) este tratamentul termic

care constă în încălzirea materialului călit fără transformare polimorfică la o temperatură sub curba solvus pentru a obţine o stare structurală mai aproape de echilibru.

Îmbătrânirea poate fi de două tipuri:

îmbătrânire naturală efectuată la temperatura ordinară; îmbătrânire artificială efectuată la o temperatură mai mare decât temperatura

ordinară.



4.3.1.6 Revenirea Revenirea este tratamentul termic care constă în încălzirea materialului călit

martensitic la o temperatură sub temperatura de transformare polimorfică pentru a obţine o stare structurală mai aproape de echilibru.

4.3.2 Tratamentul termochimic Tratamentul termochimic este operaţia tehnologică de tratament termic efectuată într-

un mediu chimic în scopul modificării prin difuzie a compoziţiei chimice a straturilor superficiale ale materialului.

4.3.3 Tratamentul termofizic Tratamentul termofizic este operaţia care constă în combinarea într-un singur proces

tehnologic a unui tratament termic cu acţiunea unui factor fizic care influenţează asupra transformărilor structurale de la încălzire, menţinere şi răcire.

4.4 Tratamentul termic local asupra ţevilor sudate din oţel 15 CrMoV6

Oţelul 15CrMoV6 serie aerospaţială (sau oţel FE-PL1505 conform SR EN

3523:2007 A CT 296) este un oţel slab aliat destinat structurilor sudate tip şasiu tubular (pentru motociclete sau autoturisme) folosit în industria auto sau tip structură de rezistenţă, grindă coadă (pentru elicopterul reactiv uşor IAR 316B Alouette) folosit în industria aeronautică.

Tratamentele termice pentru acest tip de oţel au fost atent selectate astfel încât să se obţină cele mai bune caracteristici tehnico – mecanice ale acestuia în vederea comportării la sudare precum şi în vederea utilizării ca produs finit.

Este un oţel foarte rezistent şi are o foarte buna comportare la sudare. Acest comportament la sudare poate fi asigurat fară tratamente termice speciale şi cu o păstrare a caracteristicilor mecanice de elaborare.

Oţelul 15CrMoV6 a fost elaborat şi destinat să înlocuiască oţelul 25CrMo4 (sau oţel FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009) standarde AIR 9160C datorită performanţelor superioare precum şi a caracteristicilor mecanice îmbunătăţite. [132]

În tabelul 4.1 sunt prezentate, prin comparaţie, compoziţia chimică a oţelurilor 15CDV6 (15CrMoV6) şi 25CD4S (25CrMo4) iar în tabelul 4.2 caracteristicile mecanice.

Tabelul 4.1 Compoziţia chimică a oţelurilor 15 CrMoV6 şi 25CrMo4

Oţel C

[%] Mn [%]

Si [%]

S [%]

Cr [%]

Mo [%]

P [%]

V [%]

15 CrMoV6

0,12 0,18

0,80 1,10 ≤ 0,2 ≤

0,015 1,25 1,50

0,80 1,00

≤ 0,020

0,20 0,30

25CrMo4 0,21 0,28

0,4 0,8 ≤ 0,3 ≤

0,035 0,5 1,1

0,20 0,30

≤ 0,035

0,30 0,40



Tabelul 4.2 Caracteristicile mecanice ale oţelurilor 15 CrMoV6 şi 25CrMo4

Oţel Rezistenţa la rupere R [MPa]

Elasticitatea E [MPa]

Elongaţia maximă A [%]

Duritatea HB

15 CrMoV6 980 – 1180 770 – 880 18 200 – 270 25CrMo4 660 – 860 480 - 490 10 197 – 258

Tuburile de oţel slab aliat 15 CrMoV6 sunt elaborate prin tragere la rece şi corespund standardelor AIR 9160C, ASNA 3114, ASNA 3108, ASNA 6078, Werkstoff 1.7734.5 şi SR EN 3523:2007 A CT 296. Se încadrează în clasa 2 aeronautică şi întrunesc toate condiţiile stipulate de standardul AIR 0819 şi AIR 910. La ţevile sudate starea de tensiuni este dependentă de procedeul de sudare, de calitatea materialului de adaos, grosimea semifabrictelor, starea structurală a semifabricatelor, eficienţa tratamentelor termice înainte sau dupa sudarea produselor.

4.4.1 Metode de încălzire locală a îmbinărilor sudate Metodele de încalzire folosite la tratamentul termic al pieselor sudate se pot împărţi

în două grupe principale: încălzire generală a întregii piese sudate; încălzire locală numai în zona îmbinării sudate.

4.4.1.1 Încălzirea cu flacară de gaz Dispozitive de încălzire: arzătoare pentru sudare, arzătoare inelare (cu mai multe

flăcari), arzătoare panou (plane cu mai multe flăcari). Alimentarea dispozitivelor de încălzire se face cu:

acetilenă şi oxigen; propan şi oxigen; gaz natural şi oxigen.

În figurile 4.7, 4.8 şi 4.9 sunt reprezentate tipurile uzuale de arzătoare folosite în industrie la tratamentul termic de detensionare. [22]

Fig. 4.7 Recoacerea de detensionare a îmbinărilor sudate între colector şi tevi cu arzător tip

"lance": 1- ţeavă, 2- lanţuri de manevrare, 3- arzător lance, 4- suduri [22]



Fig. 4.8 Recoacerea de detensionare a îmbinărilor sudate între colector şi tevi cu arzător plan: 1- ţeavă, 2- arzătoare plane laterale, 3- duze, 4- admisie gaze ardere. [23]

4.4.1.2 Încălzirea cu inducţie

Dispozitive de încălzire:

inductoare elastice din cupru, fără răcire sau răcite cu apă; inductoare rigide din aluminiu sau cupru, răcite şi nerăcite, demontabile sau

nedemontabile.

Alimentarea dispozitivelor de incălzire:

cu curenţi de frecvenţă industrială - transformatoare de putere care asigură o încălzire uniformă precum şi posibilitatea conducerii de la distanţă şi a automatizarii dar au o eficienţă scazută la grosimi mici ale oţelului de bază;

curenti cu frecvenţă mărită (>2500 Hz) - transformatoare cu frecvenţă mărită care asigură încălzirea uniformă şi economică la grosimi mici, au posibilitatea de conducere de la distanţă şi de automatizare dar necesită utilaje de răcire cu apa.

Metoda incalzirii simultane

În acest caz inductorul cuprinde întreaga suprafaţă a piesei ce trebuie tratată termic, încălzirea ei în toate punctele se face simultan. Temperatura suprafeţei şi repartizarea ei în adâncime depinde de durata de încălzire tk, de energia transmisă în piesa în acest timp şi de frecvenţa curentului indus. Instalaţiile de încălzire în volum ce lucrează în acest mod se numesc de obicei încălzitoare cu acţiune periodică.

Metoda încălzirii simultan succesive Un inductor îngust se deplasează în lungul piesei de încălzit. În calculele termice se

foloseşte noţiunea timp de încălzire [97] , orice element al suprafeţei găsindu-se sub inductor un timp:

vatk = (4.8)



unde:

tk este timpul de încălzire al elementului suprafeţei; a – lăţimea conductorului inductor; v –viteza de deplasare a inductorului sau piesei.

Efectul pelicular Efectul pelicular este baza încălzirii inductive, în special pentru căliri superficiale.

Acest efect constă în repartizarea uniformă a curentului pe secţiune, densitatea de curent fiind maximă spre una din suprafeţele conductorului. Pentru evidenţierea efectului pelicular se ia ca exemplu incidenţa unei unde plane cu semispaţiul conductor.

Efectul de proximitate

În figura 4.12 sunt prezentate structurile aproximative ale câmpurilor magnetice a

două conductoare cu secţiune dreptunghiulară în cazul curenţilor de acelaşi sens (diferenţa de faze este nulă) şi de sens contrar (diferenţa de faze este 180°).

Fig. 4.12 Structura câmpului magnetic Fig. 4.13 Dependenţa permeabiliăţii magnetice relative şi a rezistivităţii în şi repartizarea curentului la efectul funcţie de temperatură [97] de proximitate [97]

4.4.1.3 Calculul inductoarelor pentru încălzirea pieselor cilindrice tubulare

Prima condiţie limită care exprimă intensitatea câmpului magnetic pe suprafaţa exterioară a cilindrului cu raza R22, conform figurii 4.14 este în funcţie de curentul în inductor. [97]

aIW

H im

⋅⋅=

2a

IWH i

m

⋅⋅=

2 (4.14)

A doua condiţie limită se obţine exprimând densitatea de curent pe suprafaţa interioară a cilindrului R = R21.

20HRWJE ⋅⋅⋅⋅−= µ (4.15)

unde: J = E/ρ



Fig.4.14 Schiţa sistemului de încălzire a unei ţevi [97] Fluxul magnetic Φ2M, ce trece prin cilindrul gol poate fi impărţit în două

componente: fluxul magnetic ΦMC, ce trece prin secţiunea peretelui cilindrului şi fluxul magnetic ΦMg, ce trece prin golul cilindrului.

4.4.2 Tipuri de inductoare folosite

Pentru încălzirea cordoanelor de sudură la îmbinarea ţevilor nu pot fi folosite decât inductoare demontabile, cu toate că acest tip de inductor are o serie de inconveniente. Oxidarea contactelor, necesitatea curăţirii lor dese, precum şi înlocuirea plăcilor de contact scumpesc exploatarea inductoarelor demontabile. Construcţia inductorului este mai scumpă, poate creşte procentul de rebut la efectuarea tratamentelor termice.

La construirea inductoarelor demontabile trebuie acordată o deosebită atenţie siguranţei contactelor electrice. În industrie se folosesc trei tipuri de bază de inductoare demontabile. [23]

Inductor demontabil cu contactul prins in şuruburi

Demontarea acestui tip de inductor se face rar (figura 4.15) numai în caz de avarie,

când este necesară schimbarea sa. Aceste inductoare se folosesc la maşini de sudat ţevi prin curenţi de inducţie. Trebuie manifestată o atenţie sporită asupra siguranţei şi rezistenţei inductoarelor, deoarece în timpul lucrului pot ajunge corpuri străine între ţeavă şi inductor.

Fig.4.15 Inductor demontabil folosit la îmbinarea ţevilor [97]



Inductoare destinate unor demontări repetate Acest tip de inductoare sunt folosite în cursul unui schimb de lucru, cu manevrare

manuală a părţilor mobile (figura 4.16). Piuliţele fluture ce sunt înşurubate în bride rabatabile se strâng manual. Suprafeţele de contact sunt depărtate de suprafaţa interioară a conductorului inductor şi se găsesc pe axa piuliţei fluture.

Fig. 4.16 Inductor demontabil pentru încălzirea spaţilor înguste

Inductoare demontabile din instalaţiile automate de călit Aceste inductoare se închid de obicei pneumatic sau hidraulic. Semiconductorul

inferior 1 ce închide bucla pentru curent se sprijină pe un sabot de oţel 2, care este fixat pe un cilindru hidraulic 6 (figura 4.17). Arcul 7 are tendinţa să coboare cilindrul 6 impreună cu semiconductorul inferior 1 şi să deschidă reţeaua de curent. În poziţie ridicată, cilindrul 6 este menţinut de uleiul care aduce în cilindru la o presiune de 20-25 bari, prin gaura din tija 8. Deschiderea inductorului se realizează prin scoaterea uleiului din cilindrul 6. Cursa verticală a semiconductorului inferior este de 5-6 mm.

Fig.4.17. Inductor demontabil al unei instalatii automate de calire:1 – semiconductor inferior;2 – sabot de oţel; 3 – inductor; 4 – şine de ghidare; 5 – concentratoare; 6 –

cilindru; 7 – arc; 8 – tijă [97]



4.5 Instalaţii termice de tratament termic local post-sudare pentru ţevi 4.5.1 Instalaţii termice cu încalzire rezistivă În prezent, există norme şi prescripţii tehnice elaborate de forurile de supraveghere şi

control, care recomandă tratamentele termice de detensionare post-sudare (TTD) în funcţie de grosimea materialului dar nu există norme unice pentru controlul calităţii structurilor sudate şi detensionate, fiecare executant având posibilitatea de a-şi impune singur metodele de control.

Proiectarea instalaţiilor de tratament termic local post-sudare a conductelor presupune următoarele date de proiectare:

diametral exterior (nominal) D = 32 mm; grosimea peretelui ţevii s = 3 mm; oţelul studiat 15CrMoV6 (FE-PL1505 conform SR EN 3523:2007).

Instalaţiile de tratament termic post-sudare, în variantă locală, se compun din: elemente de încălzire electrică şi surse de energie electrică; elemente de măsurare a temperaturii şi de automatizare a procesului termic; elemente auxiliare (elemente de protecţie, susţinere, de măsură metrologică).

4.5.1.1 Elemente de încălzire şi surse de energie electrică Elementele de încălzire folosite sunt benzile rezistive din aliaje Cr-Ni. Valorile luate în calcul sunt următoarele:

diametrul nominal D = 32 mm; grosimea peretelui s = 3 [mm.]

Materialul folosit este ţeava din oţel slab aliat 15 CrMoV6 folosită la confecţionarea structurii centrale a elicopterului reactiv uşor IAR 316B Alouette pentru barele 1S – 3S, 3S – 8S, 1D – 3D şi 3D – 8D.

Îmbinarea sudată este cap la cap, manual, prin procedeul de sudare WIG: forma rostului U, conform AWS (SUA); sudat dintr-o singură parte; preîncălzire la 100°C (opţional).

Din tabelul 4.6 se aleg parametrii de regim ai tratamentului termic, şi anume: preîncălzirea se va face dintr-o singură parte (din exterior spre interior); temperatura de încălzire T = 530............ 600[°C]; viteza de încălzire Vfnc = 150° [C/h]; timpul de menţinere tmen. = 1 [ h]; viteza de răcire vrac = 150°[C/h].

Pentru calculul rezistorului se aleg urmatorii parametri: temperatura de încălzire T = 600 [°C ] (valoarea maxima); timpul de menţinere to = 1 [h ] (valoare majorată faţa de 1 h/25 mm).

În figura 4.18 sunt prezentaţi parametrii care intervin în formulele de calcul la o instalaţie Electrothermal Engineering (Anglia) [13].



Fig. 4.18 Dimensiunile zonei detensionate [67], 1- ţeavă, 2- izolator, 3- sudură unde:

D este diametrul exterior (nominal) al ţevii [mm]; D – diametrul interior al ţevii [mm]; L – lungimea benzii de încălzit [mm]; h – lăţimea benzii de încălzit [mm]; s – grosimea maximă a materialului [mm]; x – grosimea izolantului [mm].

Formulele de calcul ale încălzirii cu elemente Electrothermal presupun următoarele valori pentru:

conductivitatea termică a materialului izolant, pe secţiune: 0,005[ cal/s⋅cm°C]; conductivitatea termică a oţelului: 0,1 [cal/s⋅cm°C] greutatea specifică a oţelului: 7,8 [g/cm3].

În cazul de faţă avem următoarele date:

D = 32 [mm] d = D - 2s = 32 - 2 · 3 = 26 mm = 56 [mm] L = πD=100,48 [mm] x = 15 [mm ] (se alege constructiv cu xmin = 15 [mm], adică două straturi de 7,5 mm

deasupra rostului sudurii). h = 20⋅s = 20 · 3 = 60mm T = 600 [°C] Energia Wp introdusă în ţeava sudată are valoarea:

Wp = 600(322 - 262)(60 + 60) · 0,88 · 10 -6= 22,049 [KWh] (4.24)

Puterea de compensare a pierderilor termice în ţeava sudată este:

Pcp = 600(32 + 26) · 66 · 10-6 =2,296 [KW ] (4.25)

Puterea de compensare a pierderilor termice în izolant este:

( ) kWPCi 027,2

15102,13600326060 6

=⋅⋅⋅⋅+

=−

(4.26)



Energia totală, Wt, consumată în procesul de tratament termic este:

Wt = Wp + (PCp + PCi)tt, [KWh] (4.27) unde tt este timpul total de tratament termic, care are valoarea:

tt = tinc + tmen [ore] (4.28)

hvTtinc

inc 4150600

=== (4.29)

t men = 1h tt = 4+1 = 5 h În aceste condiţii; Wt = 20,049 + (2,296+2,027)⋅5 = 41,664 kWh Puterea totală consumată este ;

kWt

WPt

tC 332,8

5664,41

=== (4.30)

4.5.1.2 Dimensionarea rezistenţei încălzitorului Valorile luate în calcul sunt următoarele:

puterea necesară (instalată):

Pi = 10,831 [kW] (4.35)

tensiunea de alimentare: I = 300 [A]; iar tensiunea în secundar: U = 32 [V].

Materialul elementului încălzitor este aliajul Nicrom, cu urmatoarele caracteristici: compoziţia chimică : 79 - 81 % Ni; 21 - 19 % Cr; rezistivitatea electrică: 1,1 [Ωmm2/m]; coeficientul de variaţie a rezistivităţii cu temperatura: α = 130 10-6/°C; temperatura maximă de utilizare: 1150 [°C]; rezistenţa la rupere: Rm = 920 [MPa/mm2]; greutatea specifică: γ = 8,4 [daN/dm3 ]

Temperatura la care trebuie calculat rezistorul va fi aleasă cu 2.... 10% mai mare decât cea impusă de TTD. În cazul de faţă, această temperatură va fi 650°C.

Elementele încălzitoare se execută din benzi sudate cu grosimi standard de 2,5; 3, 3,5 şi 4,0 mm şi lăţimi de 20; 17; 14; 12,5 mm (figura 4.20).



Fig. 4.20 Schema unei pături cu elemente încălzitoare (schemă) [62]

4.5.1.3 Fixarea elementelor încălzitoare Circuitele de încălzire vor înfăşura suprafaţa laterală deasupra sudurii (figura 4.21).

Fig. 4.21 Modul de amplasare a elementelor incălzitoare [68]

Ordinea de amplasare va fi:

circuitul 1 şi 2 circuitul 3 şi 4 circuitul 7 şi 8 circuitul 9 şi 10 circuitul 5 şi 6

La capetele fiecărui circuit se plasează bornele de alimentare. Modul de fixare al păturilor rezistive se face cu cleme ce se fixează pe manşoanele de prindere (figura 4.22.)

Fig. 4.22 Modul de fixare a izolantului pe ţeavă [68]



4.6 Pregătirea probelor metalografice

Pregătirea probelor metalografice din ţevile alese s-a făcut conform metodologiei STAS 4203 – 98 începând cu debitarea probelor cu un fierăstrău de mână, planare, şlefuire, lustruire mecanică şi atac chimic Nital 3%. [94] Probele studiate au fost prelevate din structura centrală a elicopterului Alouette IAR 316B şi sunt prezentate în figura 4.26.

Fig. 4.26 Probe metalografice prelevate din:1 – nodul 1S; 2 – nodul 5; 3 –nodul 7D; 4 – bara 4S-4D (partea mediană);

5 – nodul 7M; 6 – nodul 8S. Lustruirea şi finisarea probelor se face presând constant piesa pe masa rotativă a

maşinii de lustruit concomitent cu o mişcare uşoară de baleiaj cu scopul de a nu se produce fenomenul de „agăţare” a firelor din textura discului abraziv. Sistemul manual cu pompă peristatică aflat în componenţa maşinii de lustruit permite asigurarea unui flux constant şi continuu de lubrifiant în vederea asigurării peliculei de fluid necesară la suprafaţa de contact dintre piesă şi discul abraziv cu scopul de a nu apărea o forţă de frecare care poate să genereze căldură şi să împiedice în acelaşi timp alunecarea piesei care urmează a fi studiată pe masa rotativă a maşinii de lustruit. [110]

Fig. 4.28 Lustruirea probelor metalografice



După lustruire probele ce urmează a fi examinate din punct de vedere metalografic sunt atacate cu Nital având concentraţia de 3% timp de 1 minut.

După debitare, lustruire şi atacare chimică cu Nital probele au fost examinate metalografic cu ajutorul microscopului metalografic inversat REICHERT MeF2 Metallograph produs de Reichert – Jung, Austria în anul 1988. Acest tip de microscop este destinat cercetării, evaluării calităţii pieselor, pentru identificarea testarea şi analizarea tuturor tipurilor de metale (oţeluri şi aliaje), analiza structurilor metalurgice, examinarea şi analizarea materiilor prime. Microscopul metalografic REICHERT MeF2 Metallograph de tip inversat este fixat pe o bancă optică cu un cadru superior care îi conferă o bună stabilitate împotriva vibraţiilor.

Fig. 4.33 Microscopul metalografic REICHERT MeF2 Metallograph



Au fost prelevate imagini multiple atât din zona influenţată termic (ZIT), din cusatură cât şi din zonele adiacente pieselor care au fost supuse operaţiunii de îmbinare prin sudare. Pe baza imaginilor obţinute prin microscopie optică, s-au ales cele mai reprezentative imagini ale microstructurilor care sunt prezentate mai departe. Oţelul din care sunt confecţionate probele este 15CrMoV6 (FE-PL1505 conform SR EN 3523:2007), ale cărui caracteristici au fost prezentate anterior. Materialul de adaos este de asemenea 15CrMoV6 (în unele cazuri se poate folosi şi oţelul slab aliat de tipul 25CrMo4 – FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009). În figura 4.19 este prezentată prima probă studiată şi anume proba 1 (nodul 1S) din componenţa barei 1S–2S.

a b

Fig. 4.19 Proba 1 (nodul 1S–2S) din componenţa barei 1S–2S (vedere de jos) a – înainte de lustruire; b – după lustruire

Vederea este luată din partea de jos stânga a ansamblului barei 1S–2S. Se poate

observa punctul de străpungere rezultat în urma sudării (piesa este, evident, un rebut dar este extrem de utilă în vederea observării microstructurii şi evitării, pe viitor, a acestei situaţii).

a b

Fig. 4.20 Micrografii ale zonei laterale stânga, mărire 200:1, atac Nital 3%,

a – ZIT; b – MB



a b

Fig. 4.21 Micrografii ale zonei centrale, mărire 200:1, atac Nital 3%, a – ZIT; b – MB

a b

Fig. 4.22 Micrografii ale zonei laterale dreapta, mărire 200:1, atac Nital 3%, a – ZIT; b – MB

După cum se poate observa din analiza microstructurilor stratul supraîncălzit are granulaţia relativ mare iar variaţia de la suprafaţa exterioară spre cea interioară este neglijabilă.

În figura 4.29 este prezentată proba 3 care a fost prelevată din nodul 7D pe direcţia de îmbinare longitudinală a ţevii 7D – 8D.

a b

Fig. 4.29 Proba 3 (nodul 7D) din componenţa barei 7D–8D a – vedere de sus (înainte de lustruire); b – vedere de jos



Micrografiile au fost realizate în nodul 7D la joncţiunea dintre barele 7D – 5 (lateral stânga) şi 7D – 8D (lateral dreapta). În figura 4.30 este prezentată proba 3 în poziţie de montare (a) şi în poziţie răsturnată (b). Porţiunea centrală de bară vizibilă este face parte din bara 7D – 4D.

a b

Fig. 4.30 Proba 3 (nodul 7D – vedere laterală) a – poziţie de montare; b – poziţie răsturnată

a b

Fig. 4.31 Micrografii ale îmbinării din nodul 7D (bara 7D – 5 dinspre structură), mărire 200:1, atac Nital 3%, a – ZIT; b – MB

a b

Fig. 4.32 Micrografii ale îmbinării din nodul 7D (bara 7D – 5 spre exteriorul structurii), mărire 200:1, atac Nital 3%, a – ZIT; b – MB



a b

Fig. 4.33 Micrografii ale îmbinării din nodul 7D (bara 7D – 8D dinspre structură), mărire

200:1, atac Nital 3% a – ZIT; b – MB

a b

Fig. 4.34 Micrografii ale îmbinării din nodul 7D (bara 7D – 8D spre exteriorul structurii),

mărire 200:1, atac Nital 3%, a – ZIT; b – MB

Se observă că îmbinarea sudată este mult mai omogenă structural faţă de cazul sudării unei ţevi cu grosime mai mică (ţeava 1S – 2S din componenţa probei 1 comparativ cu ţeava 7D – 8D componenţa probei 3 tabelul 2.7). Se pune, aşadar, în evidenţă o zonă de trecere printr-o bandă foarte îngustă unde se separă perlita (figura 4.32 b şi figura 4.34 b).

4.7 Concluzii La ţevile sudate starea de tensiuni este dependentă de procedeul de sudare, de

calitatea materialului de adaos, grosimea semifabrictelor, starea structurală a semifabricatelor, eficienţa tratamentelor termice înainte sau dupa sudarea produselor.

Încălzirea prin inducţie se utilizează cu rezultate excelente de mai mulţi zeci de ani, pentru tratamente termice locale atât în atelierele de execuţie cât şi la operaţii de montaj.

În acest capitol s-a luat în considerare şi s-a calculat un inductor pentru încălzirea pieselor tubulare. La încălzirea ţevilor peste punctul Curie pătrunderea curentului în stadiile



incipiente ale încălzirii este întotdeauna considerabil mai mică decât grosimea pereţilor ţevii şi calculul poate fi făcut utilizând formulele pentru cazul efectului superficial pronunţat într-un mediu feromagnetic cu două straturi.

Calculul inductorului a fost făcut studiind un încalzitor cu acţiune periodică şi anume la încălzirea unei ţevi peste punctul Curie, adâncimea de pătrundere a curentului este mai mare decât grosimea punctului, ceea ce se asigură prin alegerea optimă a frecvenţei. În acest caz parametrii electrici ai cilindrului şi ai inductorului precum şi puterea transmisă în cilindru se manifestă în procesul încălzirii mai puţin decât la încălzirea unui cilindru plin. Câteva consideraţii asupra tratamentului termic precum şi asupra aspectelor metalografice sunt prezentate mai jos:

tratamentul termic local de detensionare al îmbinărilor sudate pe tubulatură se execută la faţa locului, în locurile de execuţie ale structurilor şi subansamblelor, în secţiile şi atelierele mecanice;

folosirea elementelor de încălzire rezistive la tubulatură asigură o încălzire uniformă, în condiţii de siguaranţă pentru personalul ce deserveşte instalaţia;

acest procedeu de încălzire locală poate fi uşor controlat, se poate automatiza uşor şi nu necesită o pregătire specială a operatorilor;

la încălzirea cu rezistenţe electrice, elementele de încălzire sunt rezistenţe electrice sub formă de spire, benzi, panouri şamotate, protejate cu învelişuri ceramice.

la sfârşitul ciclului de tratament termic, calitatea straturilor exterioare nu se depreciază ca la încălzirea cu gaze; nu necesită instalaţii specializate şi scumpe ca la încălzirea C.I.F.

ţevile trase la rece din oţel slab aliat de tipul 15CrMoV6 au predominant o structură metalografică ferito – perlitică în benzi;

în general standardele recomandă efectuarea unei recoaceri ca tratament termic dar comportamentul oţelului 15CrMoV6 la sudare poate fi asigurat fară tratamente termice preliminare şi cu o păstrare a caracteristicilor mecanice de elaborare;

alierea cu molibden are ca efect mărirea numărului de centre de cristalizare; analiza metalografică validează tratamentul termic efectuat însă arată că defecte de

sudare precum fisuri, neomogenităţi structurale, pori etc. pot apărea la sudare chiar în condiţiile în care construcţia sudată nu este în sarcină sau pusă în exploatare;

structurile metalografice studiate nu prezintă incluziuni nemetalice în cantităţi mari sau distribuţie nefavorabilă;

în urma tratamentului termic aplicat, structura metalografică capătă omogenitate, astfel încât, după tratamentul termic de călire urmat de revenire, zonele adiacente sudurii sunt relativ puţin afectate de recristalizarea îmbinarii sudate. În concluzie se poate spune că efectul pelicular este baza încălzirii inductive şi constă

în repartizarea uniformă a curentului pe secţiune. Relaţiile de calcul prezentate în acest capitol explică semnificaţia noţiunii de adâncime de pătrundere a curentului, permiţând formal să se considere că un curent indus trece numai în stratul cu densitate uniformă iar dincolo de limitele acestui strat este nul. Cea mai mare parte a energiei electromagnetice absorbită de conductor vine din zona câmpului puternic pentru că este zona cu cea mai mare densitate de curent. Însuşi efectul de proximitate este o variantă a efectului pelicular iar prin alegerea unei forme corespunzatoare de inductor, se poate concentra încălzirea doar în anumite părţi ale piesei.



CAPITOLUL 5. CONTROLUL SUDURILOR ŞI MĂSURI PENTRU ASIGURAREA CALITĂŢII

Calitatea este un concept economic indispensabil competitivităţii produselor sau serviciilor. Calitatea trebuie să fie preocuparea tuturor persoanelor sau compartimentelor. Calitatea poate fi un factor: ştiinţific, comercial, de gestiune industrială, social şi uman. Calitatea este ansamblul de caracteristici ale unei entităţi care îi conferă acesteia aptitudinea de a satisface necesităţile exprimate sau implicite. Termenul de calitate nu exprimă un grad de excelenţă prin comparaţie şi nici un aspect cantitativ pentru evaluări tehnice. Pentru comparaţie se adaugă termenii de „calitate relativă” sau „nivel de calitate”. Calitatea finală a unei entităţi este influenţată de toate fazele ciclului de realizare din bucla (spirala) calităţii. [111]

5.1 Principii ale controlului calităţii Controlul calităţii este o operaţie independentă de operaţia de execuţie prin care, pe

de o parte, se verifică dacă baza tehnico-materială (materia primă, utilajele şi maşinile, SDV-urile, AMC-urile, standurile de probă, etc.) au caracteristicile calitative şi precizia prevăzute în documentaţie, iar pe de altă parte, verifică încadrarea caracteristicilor de calitate ale reperelor, subansamblelor şi produselor finite în limitele prevăzute de documentaţie. În concluzie, controlul de calitate este un control de conformitate.

5.1.1 Inspecţia Inspecţia este tot o operaţie de control însă cu o sferă de acţiune mai largă. Ea

urmăreşte dacă metoda de control aleasă este corectă, dacă operaţia de control a fost efectuată în mod corespunzător, dacă decizia controlorului a fost respectată (promovarea în flux sau la poarta unităţii a reperelor şi a produselor conforme), dacă maşina, utilajul sau procesul de fabricaţie au fost oprite în cazul instabilităţii acestora, etc.

5.1.2 Controlul total al calităţii Controlul total al calităţii are la bază urmatoarele principii:

calitatea trebuie condusă şi coordonată de către un organ specializat, începând de la proiectare şi până la service;

activitatea de control să se desfăşoare concomitent pe trei planuri: o participarea activă la fazele de pregatire a fabricaţiei, alegerea şi promovarea

maşinilor şi instalaţiilor tehnologice, dotarea cu scule, dispozitive şi verificatoare, aparate de masură şi control, instruirea personalului asupra cerinţelor calitative;

o verificarea realizării calităţii produselor începand de la recepţia materiilor prime şi a materialelor aprovizionate, în timpul fluxului de fabricaţie până la produsul finit şi controlul ambalării şi expedierii;

o urmărirea comportării în exploatare a produsului, probe de fiabilitate şi mentenanţă.



5.2 Fazele controlului îmbinărilor sudate Procesul de execuţie al îmbinărilor sudate este mult superior faţă de cel al altor tipuri

de îmbinări deoarece se elimină toate celelalte operaţii tehnologice pregătitoare necesare altor tipuri de îmbinări.

Îmbinările prin sudură ocupă un loc tot mai mare în diferite domenii tehnice: la utilajele chimice – îmbinări de etanşeitate pentru cazane de presiune, recipiente; la construcţiile de rezistenţă – poduri, schelete metalice, schelete pentru clădiri; la construcţiile de maşini – automobile, aeronave, vase, etc. [11]

5.2.1 Controlul pieselor supuse sudării Piesele supuse sudării sunt verificate şi pregătite după cum urmează:

verificarea marginilor pieselor ce urmează a fi sudate; curăţarea de impurităţi (zgură, vopsea, ulei, umezeală, etc); verificarea marginilor de îmbinare în vederea prelucrării la cotele indicate.

5.2.2 Controlul calităţii materialelor folosite Se verifică dacă sunt respectate indicaţiile date în desenul de execuţie (asupra

folosirilor electrozilor, procedeul de sudare utilizat etc.). 5.2.3 Controlul efectuat în timpul executării sudării

se verifică dacă este respectat regimul de sudare (tensiunea, viteza de avans, calitatea compoziţiei elementelor utilizate);

se controlează dacă zgura este înlăturată pentru a se putea efectua un control vizual, luându-se măsuri necesare dacă se constată apariţia unui defect exterior. 5.2.4 Controlul îmbinărilor sudate După terminarea operaţiei de sudare se efectuează controlul propriu-zis al îmbinării

sudate care poate fi: control exterior prin observare sau prin încercări distructive sau nedistructive, cu raze X sau γ.

Acestei faze a controlului trebuie să i se acorde o mare importanţă deoarece cordonul de sudură este rezultatul unei topiri locale şi constă dintr-un metal depus în zona centrală şi în jurul căruia se află zona de influenţă termică. În această zonă, materialul de bază îşi schimbă structura sub acţiunea termică a procesului de sudare, constatându-se diferite stări fizice ale materialului ca: fărâmiţarea, creşterea grăunţilor, arderea, călirea sau revenirea ceea ce poate influenţa proprietăţile îmbinărilor sudate. [36]

5.2.5 Calitatea cusăturii Este determinată de următorii factori: compoziţia chimică a metalului depus,

structura materialului, procentul de incluziuni nemetalice, defecte macrostructurale, defecte datorate crăpăturilor.



5.2.6 Compoziţia chimică Compoziţia chimică a cusăturii depinde de: raportul dintre cantităţile din metalul de

bază şi cel de adaos din cusătură; arderea elementelor aflate în metalul de bază şi în cel de adaos; capacitatea de înglobare (absorbţie) a oxigenului şi azotului din aer, din flux.

Elementele componente ale cusăturii se determină prin analiza chimică a probelor ce vor fi luate din aşchii metalice extrase special în acest scop.

5.3.4 Instalaţia de producere a radiaţiilor X Instalaţia folosită pentru defectoscopia structurii centrale a elicopterului reactiv uşor

IAR 316B Alouette este generatorul de radiaţii X BaltoSpot BG-300/5D fabricat de firma Balteau, Belgia (figura 5.2). [123]

Fig. 5.2 Generatorul de radiaţii X BaltoSpot BG-300/5D 5.4 Măsuri pentru asigurarea calităţii Datorită faptului că structura centrală a elicopterului reactiv uşor IAR 316B Alouette

trebuie executată în conformitate cu proiectul şi datorită faptului că produsul final nu poate fi controlat decât ca un produs finit trebuie creat un sistem care să certifice realizarea tuturor operaţiilor tehnologice în conformitate cu ceea ce s-a proiectat.

Pentru aceasta trebuie creat un sistem al calităţii care va asigura trasabilitatea produsului pe baza documentelor sistemului calităţii conform SREN ISO 9000 precum şi a standardelor SREN ISO 10000.

5.4.3 Sudarea Operaţiile de sudare trebuie să se efectueze în loc ferit de orice curent de aer (risc de

fisuri) iar în acest scop atelierul va fi prevăzut cu uşi cu ecluză.



Sudarea structurii centrale a elicopterului IAR 316B Alouette se va face cu respectarea normelor de la sudarea manuală WIG. [50]

5.4.4 Retuşarea defectelor de sudare În urma realizării îmbinărilor utilizând procedeul de sudare manual WIG apar unele

defecte care pot afecta buna recepţie a structurii la final. Aceste defecte sunt prezentate mai jos:

sufluri deschise; crăpătură în craterul terminal al unui capăt de sudură; jgheaburi; fisuri; cuiburi de sufluri interne; lipsa de penetraţie la sudurile cap la cap.

5.4.5 Calificarea sudorilor Sudarea WIG a structurii centrale a elicopterului IAR 316B Alouette prevede ca

opreatorul sudor să posede un „Certificat de calificare pentru sudarea în construcţiile aeronautice”.

De asemenea operatorul sudor trebuie sa promoveze două teste pentru obţinerea acceptului de realizare efectivă a sudurilor structurii centrale şi anume încercarea de omologare şi încercarea de adaptare.

Încercarea de omologare permite garantarea adaptării operatorului sudor şi a mijloacelor folosite pentru fabricaţie.

Încercarea de adaptare permite garantarea menţinerii nivelului de adaptare pentru sudorii deja omologaţi.

În conformitate cu ISO 4063 procedeele de sudare cu arc electric utilizate de ISCIR sunt:

111 – sudare cu arc electric cu electrod învelit; 114 – sudare cu arc electric cu sârmă tubulară; 121 – sudare sub strat de flux; 131 – sudare cu arc electric în mediu de gaz inert cu electrod fuzibil (sudarea MIG); 135 – sudare cu arc electric în mediu de gaz activ cu electrod fuzibil (sudarea MAG); 136 – sudare cu arc electric în mediu de gaz activ cu sârmă tubulară; 141 – sudare cu arc electric în mediu de gaz inert cu electrod de wolfram (WIG); 15 – sudare cu plasmă. [125]

5.5.1 Echipament individual de protecţie Îmbrăcămintea sudorilor care efectuează lucrări de sudare cu arc sub protecţie de

gaze şi a ajutoarelor acestora va fi deosebită de costumul sudorului care execută lucrări de sudare cu arc electric; astfel hainele de protecţie vor îndeplini următoarele condiţii:

vor fi confecţionate din material dens, tratat ignifug şi căptuşit; nu vor avea buzunare; se vor încheia cu nasturi şi vor fi croite până sus pe gât;



pentru sudarea cu arc WIG, şorţurile din piele utilizate de sudori vor fi purtate peste haina de lucru. [133] Pentru protecţia ochilor şi a feţei împotriva radiaţiilor şi stropilor de metal topit, la

sudarea cu arc electric protejat precum şi la sudarea cu electrozi înveliţi, sudorii vor folosi masca specială cu cască prevăzută cu filtru de lumină.

5.5.2 Protecţia împotriva electrocutării şi a degajărilor de gaze Înainte de începerea lucrului, suprafeţele materialului ce urmează a fi sudat vor fi

bine curăţate şi uscate, pentru a reduce degajările de fum şi gaze şi pentru a asigura condiţii bune de lucru. Îndepărtarea prafului, grăsimilor şi a stratului de vopsea se va face folosind substanţe adecvate. Curăţirea nu va fi înlocuită prin reglarea unui jet mai puternic de gaze. Piesele vor fi uscate, fără urmă de tricloretilenă, pentru a se evita formarea de fosgen (gaz extrem de toxic) în timpul sudării.

Pentru a preîntâmpina acest lucru instalaţia de sudare manual WIG este prevăzută cu exhaustoare de gaz şi fum (figura 5.3). [103]

Fig. 5.3 Exhaustoare pentru instalaţia de sudare în mediu protector de argon 5.6 Concluzii Un rol important la asigurarea calităţii structurilor sudate îl are standardizarea

generală (ISO 9000, ISO 10000 sau EN 45000) precum şi aplicarea unor standarde specifice sudării. [105]

Avantajele implementării sistemelor de calitate sunt: unificarea limbajului pentru toţi factorii implicaţi; reducerea cheltuielilor de implementare; minimalizarea erorilor sau greşelilor sistematice; posibilitatea utilizării sistemului în condiţii de rentabilitate; asigurarea unei baze juridice comune; evitarea evoluţiei greşite a asigurării calităţii; existenţa unui atu contra pretenţiilor excesive.


CAPITOLUL 6.

CONCLUZII GENERALE ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE

Această teză de doctorat se doreşte a fi un studiu teoretic şi experimental privind utilizarea, tratamentul termic, studiul metalografic, comportamentul oţelurilor slab aliate la sudare precum şi aspecte ale controlului calităţii în diferite domenii dar cu o aprofundare detaliată în industria aeronautică cu trimitere către ramura construcţiei de elicoptere.

În prezenta teză de doctorat am studiat comportarea oţelului slab aliat 15CrMoV6 (FE-PL1505 conform SR EN 3523:2007) în special şi a oţelului slab aliat 25CrMo4 (FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009) în general referitor la starea de tensiuni pe semifabricate tubulare, pe produsele sudate cap la cap şi la colţ. Capitolul 4 din lucrare s-a ocupat cu tehnologia tratamentului termic de detensionare locală cu determinarea ulterioară a tensiunilor din ţevile în stare sudată şi detensionată. Totodată am studiat comportamentul structurilor sudate în condiţii de exploatare. Teza centralizează posibităţile actuale de tratament termic local şi aduce elemente de noutate în stabilirea tehnologiei de sudare a tubulaturii, în posibilităţile de tratament termic local. Tratamentul termic este validat de aspecte structurale din îmbinările sudate, care pun în evidenţă rolul benefic al tratamentului termic local.

Preambulul tezei de doctorat constă într-o introducere intitulată „Din filele aviaţiei române” în care am încercat să prezint cum au început să înmugurească gândurile înaintaşilor la ideea zborului. Nu am pretenţia că i-am amintit pe toţi cei care au făcut cinste acestui neam (şi le cer scuze postum pentru acest fapt) dar am încercat, pe baza surselor avute la îndemână, să ordonez gradual încercările, eşecurile, succesele şi, din păcate, nedreptăţile care au fost făcute ingenioşilor inventatori români în momentul în care au ieşit în lume pentru a-şi prezenta „minunatele lor maşini zburătoare”.

Am deosebitul privilegiu de a susţine public această teză de doctorat în anul în care se împlinesc 100 de ani de la istoricul zbor (din păcate nerecunoscut) al inventatorului român Henri Coandă. În anul 1910 în cadrul Salonului Aeronautic de la Paris Henri Coandă şi-a prezentat avionul care arăta neobişnuit pentru acea vreme datorită faptului că nu avea elice. Participanţii au rămas surprinşi de acest lucru şi firesc s-au întrebat daca avionul poate să zboare. Adevărata invenţie nu era însă avionul în sine ci sistemul de propulsie. După încheierea expoziţiei Henri Coandă a dorit să-şi testeze avionul pe câmpia de la Issy les Moulineaux. După pornirea motorului, inventatorul a observat ca flacările generate de sistemul de propulsie se aflau periculos de aproape de fuzelajul din lemn al avionului. A încercat să compenseze acest lucru dar avionul prinsese viteză şi s-a desprins de la sol. Surprins de acest lucru Henri Coandă (care nu era pilot) a redus gazele, moment în care avionul a pierdut înălţime şi s-a izbit destul de violent de sol avariindu-se cu această ocazie. Acesta a fost primul zbor din istoria mondială a aviaţiei cu un aparat dotat cu un motor cu reacţie. Motivul pentru care nu s-a omologat această încercare a fost acela că românul Henri Coandă nu era pilot. După 20 de ani a înţeles ce se întâmplase în timpul zborului demonstrativ cu primul avion cu reacţie şi a pus bazele a ceea ce avea să schimbe ideea de zbor şi navigaţie spaţială prin ceea ce numeşte astăzi efectul Coandă.

În primul capitol intitulat „Stadiul actual privind utilizarea oţelurilor slab aliate în diverse domenii” am prezentat domeniul larg în care se folosesc oţelurile slab aliate datorită preţului relativ accesibil precum şi datorită faptului că se pot suda utilizând marea majoritate a procedeelor de sudare cunoscute în prezent. De asemenea am făcut o



clasificare a principalelor tipuri de oţeluri folosite în construcţii introducând şi un set de definiţii referitoare la comportamentul oţelului (cum ar fi deformarea plastică şi elastică, ruperea, tenacitatea, elongaţia etc.) sub acţiunea diverselor sarcini la care sunt supuse structurile şi ansamblurile sudate în timpul operării acestora de către oameni. În finalul capitolului am făcut legătura dintre oţelul slab aliat şi structura centrală a elicopterului IAR 316B Alouette realizată din acest tip de oţel.

Capitolul 2 intitulat „Stabilirea încǎrcǎrilor şi predimensionarea structurii centrale a elicopterului IAR 316B Alouette” aduce în prim plan valorile numerice ale încărcărilor suportate de structura centrală a elicopterului în momentul executării diverselor manevre cum ar fi aterizarea sau decolarea. Au fost calculate valorile pentru principalele elemente ataşate de structura centrală cum ar fi cabina, fuzelajul, rezervorul, turbina, trenul de aterizare etc. De asemenea au fost discutate pentru nodurile şi barele aferente punctelor de ataşare ale componentelor amintite anterior valorile solicitărilor la care este supusă structura centrală precum şi cazurile simetric şi antisimetric care trebuie luate în calcul la o structură de acest gen folosită ca o „coloană vertebrală” a întregului aparat de zbor. S-au comparat momentele de încastrare împreună cu solicitările la tracţiune, forfecare şi compresiune. Valorile admisibile au fost calculate comparativ pentru cazul zborului şi cazul aterizării pentru evidenţierea diferenţelor valorice care apar în cele două cazuri.

În urma calculelor efectuate s-au constatat urmatoarele: valorile maxim admisibile pentru încercările la care au fost supuse subansamblurile

din componenţa structurii centrale a elicopterului IAR 316B Alouette nu au fost depaşite în nici unul din cazurile studiate;

valorile minime au fost acceptate (valoric vorbind) sensibil mărite pentru a păstra o marjă de siguranţă general acceptată în industria aeronautică;

convenţiile de înlocuire sunt facute pentru uşurarea calculului matematic şi nu afectează comportarea aparatului de zbor în condiţii reale de exploatare;

pentru majoritatea elementelor ataşate structurii centrale (cabină, fuzelaj, rezervor, turbină, tren de aterizare) s-au calculat valorile încărcărilor plecând de la două posibile situaţii: cazul de încărcare simetric şi cazul de încărcare antisimetric. Capitolul 3 „Cercetǎri privind comportamentul la sudare al oţelurilor slab aliate

utilizate în industria aeronautică” începe cu o recapitulare a celor mai utilizate procedee de sudare folosite în prezent pe mapamond însoţită de explicaţiile aferente care conduc la motivul pentru care este ales procedeul de sudare WIG pentru realizarea structurii centrale a elicopterului reactiv uşor IAR 316B Alouette.

În acest capitol am făcut un studiu asupra naturii, mărimii şi distribuţiei tensiunilor remanente la sudarea cap la cap precum şi în cazul sudării de colţ a tubulaturii utilizate la structura centrală.

Studiul teoretic realizat are la bază un model matematic al stării de tensiuni cu luarea în considerare a fenomenelor complementare ce pot apărea în cazul detensionării cum ar fi scăderea modulului de elasticitate, scăderea limitei de curgere şi relaxarea prin fluaj.

În cazul oţelului slab aliat 15 CrMoV6 la sudarea în mediu protector, zonele specifice îmbinării sudate cum ar fi zona supraîncălzită are lăţimea mai mică decât la oţelul 25CrMo4 (sau oţel FE-PL1502 conform SR EN 2206:2009) iar granulaţia este foarte fină.

Pentru varianta studiată şi anume sudarea cu preîncălzire şi detensionare, îmbinarea sudată capătă omogenitate, subzonele sudurii sunt în număr mai mic iar cordonul de sudură se transformă într-o structură omogenă, fără schimbări bruşte de la o zonă la alta.


CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI În timpul operaţiei de sudare a tubulaturii apar trei tipuri de tensiuni: tensiuni reziduale

termice, structurale, şi tensiuni de reacţie ca urmare a legăturilor rigide ale structurii sudate. Valoarea tensiunilor remanente este proporţională cu modulul de elasticitate, deci dacă

scade modulul de elasticitate, automat scade şi nivelul tensiunilor interne. De asemenea dacă un material metalic cu o tensiune oarecare este supus încălzirii de durată la o anumită temperatură, tensiunea scade în timp, ca urmare a fenomenului de fluaj.

Mecanismului fragilizării structurale a zonei influenţate termic (ZIT) la oţelurile carbon şi slab aliate sudabile este în strânsă corelaţie cu ondulaţiile specifice impuse de ciclul termic de la sudare. Astfel, în ZIT se creează condiţii favorabile apariţiei structurile aciculare dure de călire, a tensiunilor interne ridicate şi în final, a microfisurilor şi fisurilor. Specific acestor fisuri este faptul că, în mecanismul formării lor, rolul principal îl joacă concentrarea tensiunilor interne, prin fenomenul de încrestare. Acest fenomen se caracterizează prin îngrămădirea liniilor de forţă în apropierea unor discontinuităţi în material sau a altor cauze de ordin geometric. Astfel, fenomenul de încrestare conduce la tranziţia materialului din starea tenace în starea fragilă.

De asemenea am prezentat echipamentul de sudare ales cu specificarea caracteristicilor tehnice precum şi detalii ale structurii centrale care ajută la înţelegerea fenomenelor care au loc la utilizarea acestei structuri de referinţă în ingineria aviatică în cadrul acelui tot unitar care este acest extrem de complex aparat de zbor.

În capitolul 4 intitulat „Metodologia de cercetare privind tratamentul termic al oţelurilor slab aliate utilizate în industria aeronautică, utilaje, dispozitive, aparaturǎ, cercetǎri şi contribuţii” am prezentat tratamentele termice mai importante împreună cu diagramele aferente. După această trecere în revistă a principalelor transformări la care este supus oţelul în vederea obţinerii unor caracteristici fizico – mecanice superioare prin modificarea structurii interne am prezentat echipamentul folosit precum şi aportul personal la prelevarea, pregătirea şi fotografierea probelor metalografice în vederea evaluării lor microscopice. Am studiat posibilităţile de încălzire cu flacără de gaz, prin inducţie, încălzire în amestecuri exoterme, încăzire cu rezistenţe electrice, în ceea ce priveşte dispozitivele de încălzire, avantajele şi dezavantajele fiecărui tip de încălzire. De asemenea am efectuat calculul unei instalaţii de tratament termic post-sudare a unei ţevi precum şi influenta tratamentului termic asupra caracteristicilor mecanice. Folosirea transformatoarelor de putere sau cu frecvenţă marită nu necesită utilaje de răcire cu apă, dificil de transportat la locul de tratament termic. Încălzirea în amestecuri exoterme foloseşte pentru încălzire brichete cu randament termic scăzut şi nu se pretează la tratamente termice de durată cum sunt recoacerile.

Încălzirea cu rezistenţe electrice foloseşte obişnuit pături rezistive din rezistenţe electrice protejate cu ceramică legate în serie sau în paralel. Amplasarea elementelor încălzitoare se face pe cordonul de sudură iar alimentarea cu curent electric necesită o sursă mobilă de curent.

Tipul de oţel studiat este oţelul slab aliat 15 CrMoV6 serie aerospaţială (sau oţel FE-PL1505 conform SR EN 3523:2007 A CT 296) asupra căruia s-a efectuat o analiză metalografică de identificare a caracteristicilor structurale, precum şi a proprietăţilor mecanice.

Structura metalografică a produselor tubulare trase la rece prezintă întotdeauna o structură specifică cu grăunţi orientaţi pe direcţie longitudinală şi care poate fi restaurată printr-un tratament termic de detensionarere.


CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI Analiza microstructurilor a fost făcută pe un set de saşe probe prelevate din

structură cu ajutorul unei camere digitale şi care au fost ulterior procesate în vederea interpretării lor cu ajutorul unui soft specializat în fotoeditare.

Pe baza cercetărilor întreprinse în acest capitol se impun câteva observaţii asupra tratamentului termic şi asupra aspectelor metalografice prezentate mai jos:

tratamentul termic local de detensionare al îmbinărilor sudate pe tubulatură se execută la faţa locului, în locurile de execuţie ale structurilor şi subansamblelor, în secţiile şi atelierele mecanice;

faţă de tratamentele termice executate în cuptoare aparatura de încălzire prezentată este extrem de mobilă şi fiabilă;

folosirea elementelor de încălzire rezistive la tubulatură asigură o încălzire uniformă, în condiţii de siguaranţă pentru personalul ce deserveşte instalaţia;

acest procedeu de încălzire locală poate fi uşor controlat, se poate automatiza uşor şi nu necesită o pregătire specială a operatorilor;

încălzirea cu rezistenţe electrice se caracterizează prin flexibilitate deoarece prin legarea în serie, respectiv paralel, se pot încălzi ţevi într-o zonă largă de diametre.

protejarea termică este uşor de realizat, ceea ce reduce cheltuielile cu agentul de încălzire;

la încălzirea cu rezistenţe electrice, elementele de încălzire sunt rezistenţe electrice sub formă de spire, benzi, panouri şamotate, protejate cu învelişuri ceramice. Instalaţia de încălzire se deplasează local şi se ajustează la dimensiuni diferite, foarte uşor;

la sfârşitul ciclului de tratament termic, calitatea straturilor exterioare nu se depreciază ca la încălzirea cu gaze; nu necesită instalaţii specializate şi scumpe ca la încălzirea C.I.F.

ţevile trase la rece din oţel slab aliat de tipul 15CrMoV6 au predominant o structură metalografică ferito – perlitică în benzi;

în general standardele recomandă efectuarea unei recoaceri ca tratament termic dar comportamentul oţelului 15CrMoV6 la sudare poate fi asigurat fară tratamente termice preliminare şi cu o păstrare a caracteristicilor mecanice de elaborare;

alierea cu molibden are ca efect mărirea numărului de centre de cristalizare; analiza metalografică validează tratamentul termic efectuat însă arată că defecte de

sudare precum fisuri, neomogenităţi structurale, pori etc. pot apărea la sudare chiar în condiţiile în care construcţia sudată nu este în sarcină sau pusă în exploatare;

structurile metalografice studiate nu prezintă incluziuni nemetalice în cantităţi mari sau distribuţie nefavorabilă;

în urma tratamentului termic aplicat, structura metalografică capătă omogenitate, astfel încât, după tratamentul de călire urmat de revenire, zonele adiacente sudurii sunt relativ puţin afectate de recristalizarea îmbinarii sudate. Pe baza cercetărilor întreprinse se poate spune că efectul pelicular este baza

încălzirii inductive şi constă în repartizarea uniformă a curentului pe secţiune. Relaţiile de calcul prezentate în acest capitol explică semnificaţia noţiunii de adâncime de pătrundere a curentului, permiţând formal să se considere că un curent indus trece numai în stratul cu densitate uniformă iar dincolo de limitele acestui strat este nul. Cea mai mare parte a energiei electromagnetice absorbită de conductor vine din zona câmpului puternic pentru că este zona cu cea mai mare densitate de curent. Însuşi efectul de proximitate este o variantă a efectului pelicular iar prin alegerea unei forme corespunzatoare de inductor, se poate concentra încălzirea doar în anumite părţi ale piesei.



Capitolul 5 intitulat „Controlul sudurilor şi măsuri pentru asigurarea calităţii” este dedicat enumerării acelor măsuri şi principii ale controlului calităţii care stau la baza realizării unui produs competitiv verificat în fiecare fază de execuţie cu ajutorul sistemului integrat de control total al calităţii. Acest sistem de control al calităţii permite verificarea fiecărui reper care intră în fluxul de producţie până în momentul ieşirii lui pe poarta unităţii respective şi continuă cu mentenanţa care este asigurată pe baza aceluiaşi sistem integrat de verificare, măsurare şi control. În finalul capitolului sunt prezentate norme, reglementări şi echipamente de protecţie personală pe linie de securitate în muncă care sunt în vigoare şi fac parte din acelaşi ansamblu integrat de verificare „on the spot” adică la faţa locului şi în timp real pentru realizarea unui produs finit care să satisfacă toate cerinţele celui mai exigent beneficiar luând în considerare faptul că specificul industriei aviatice şi aerospaţiale are probabil cele mai înalte standarde de calitate şi control. Direcţiile ulterioare, din păcate, nu se anunţă promiţătoare din perspectiva reorganizării prin care trece industria aeronautică românească. Totuşi poate fi luată în calcul studierea tensiunilor de reacţie care apar ca urmare a legăturilor rigide în cadrul structurii sudate precum şi posibilitatea automatizării tehnologiei de tratament termic.

BIBLIOGRAFIE

1) ALEXANDRU, I., S.A Ştiinţa materialelor metalice, E.D.P. Bucureşti,

1996; 2) ALLAN, MORRIS Principles of Measurement and

lnstrumentation,Prentice Hall International inc., 1993

3) ALOMAN, A. Teoria diagramelor de echilibru fazic, Bucuresti, 1999, Editura Academiei Române

4) AMZA, GH. Proiectarea Proceselor Tehnologice, Editura Bren 2001

5) AMZA, GH. Tehnologia materialelor, Editura Bren 2003 6) ANDREESCU,F.,

MACHEDON,T., ANDREESCU,B.

Sudarea in mediu protector, Editura Lux Libris, Brasov, 1997

7) ATANASIU, C. Analiza experimentală a tensiunilor, vol. I, II, Ed. Tehnică Bucureşti 1976;

8) BALAN, MANUELA Rezistenta materialelor, Editura Matrixrom, ISBN - 973-685-752-2

9) BALAUCA, I., POPESCU, R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Study of arc-converter steadiness for piping welding, Challenges in Higher Education and Research in the 21st Century, Sozopol, June 2008, Bulgaria, BDI

10) BANCILA, C., DRAGOMIR,A., POPESCU, R. M., CANDEA,V., PLOSCARIU C.

Proposed technological measures to decrease progressive emissions of sulphur dioxide, nitrogen oxide and dust from cet Brasov over Brasov atmosphere, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

11) BARON, T. Metode statistice pentru analiza şi controlul calităţii producţiei, E.D.P., Bucureşti, 1979

12) BĂLĂUCĂ, I., Final heat treatment for welded joints in piping,


CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI PLOSCARIU, C., TONT, F.,

Intrenational Conference Bramat 2005, Matereial Science and Enginering, 24-26 February, Brasov, Book of abstract.

13) BĂLĂUCĂ, ION Cercetări privind influenţa tratamentelor termice locale asupra structurii şi proprietăţilor mecanice ale conductelor sudate, Teza de doctorat, Braşov, 2008.

14) BORGES, PH; MAYNIER

Prevision de revolution des caracteristiques mecaniques de la zone affectee et du metal fondu lors du detensionnement, Soudage et techiques connexes, Paris, nr.3,1988

15) BORNSCHEUER, F. W. The Efect of Residual Welding Stresses on Bucking Strenghth, Revista Italiana della saldatura, Genova, nr, 3, 1990, pag. 263-268

16) CÂNDEA, N.V. Bazele cercetarii experimentale in sudura, Curs Universitatea Transilvania din Brasov, 1999

17) CÂNDEA, N.V. Metalurgia sudarii, Editura Lux Libris, Braşov, 1999

18) CANDEA,V., IORDACHE, C.A., DINU, M., PLOSCARIU C.,

Thermal cutting equipment for construction materials with thermal lancing, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

19) CANDEA,V., IOVANAS, R., PLOSCARIU C., BINCHICIU, H.

Reserches regarding the elaboration of a martensitic stainless steel electrode for reconditioning the rotors of power water units, Metalurgia International Magazine, No.2, ISSN 1582-2214, 2009, ISI

20) CARNET,A., SOCQUET J.

Influence des contraintes résiduelles de Soudage sur les conditions de rupture d'appareils a pression, Soudage et techniques connexes, m. 6,1990, pag. 35-48

21) CRIVINEANU, C., POPESCU, R. M., PLOSCARIU C.

Studies regarding realization of technological flux for cold lamination of nickel alloy bands, The 13th International Conference “The Knowledge Based Organization”, Sibiu Nov.2007

22) DIMA A,. Cuptoare şi instalaţii de încălzire — elemente constructive, Ed. Cerni, Iaşi 1998

23) DIMA, A., POPESCU, R.M., SIMION, M., TITIRE, D.

Instalatii si procedee de incalzire prin inductie, Editura SEDCOM LIBRIS Iasi, 1997, ISBN 973-97241-9-1

24) DIMA, A., POPESCU, R.M., VIZUREANU, P., MINEA, A.A.

Cuptoare si instalatii de incalzire. Elemente de proiectare asistata de calculator a cuptoarelor cu combustie, Editura SEDCOM LIBRIS Iasi, 1997, ISBN 973-9818714

25) DINU, M., POPESCU, R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Hardness and metallographic structure for low carbon steel butt welding using ultrasounds during molten bath solidification, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

26) DINU, M., POPESCU, R. Theoretical researches regarding the determination


CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

of mechanical characteristics of low carbon steel welded joint, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

27) DROUART, C. Soudage par resistance, Publication du Soudage et de ses Applications, France

28) DULĂMIŢĂ T,. Tehnologia tratamentelor termice, E.D.P. Bucureşti, 1982,

29) DUMITRESCU, C., S.A. Tratat de Stiinta si Ingineria materialelor, Editura AGIR, Bucuresti, 2007, Vol.I, II, III

30) DUMITRESCU, C., SABAN, R.

Physical Metallurgy, Heat Treatments, Editura Fair Partners Ltd.,Bucuresti, 2005

31) EFTIMIE, L., DINESCU, I., CATANA, D.

Tehnologia materialelor.Tehnologii secundare, Editura Lux Libris, Braşov, 1998, ISBN 973-9420-55-0

32) FIDLER R., HEPWORTH J. K

Residual stresses in CrMoV pipe welds, Metal Constructions nr.9, 1984

33) FILIP, N., POPESCU, R.M.

Analiza economica a transporturilor, Editura Lux Libris, Braşov, 2007 ISBN 978-973-131-002-2

34) GAFTONEANU, V.,PLOSCARIU C., TRIF, T.N.

Imbinarea prin sudare a fibrelor optice de telecomunicaţii, International Conference ISIM 2008

35) GAILLAND, R., Pratique actuelle des chaudes de retrait sur les aciers, Soudage et techniques connexes, Paris, nr.l, 1991

36) GHEORGHIEŞ CONSTANTIN

Controlul structurii fine a metalelor cu radiaţii X, Editura Tehnica, Bucureşti, 1990;

37) GHEORGHIU, C. C. Aurel Vlaicu, un precursor al aviatiei romanesti 38) GHEORGHIU, C. C. Romanian inventions and prioritites in aviation,

Editura Albatros, Bucharest, 1979 39) GHEORGHIU,

C.,ZAGANESCU, F. Din istoria industriei romanesti . Aviatia, Bucuresti: Editura Tehnica, 1981

40) IANZER, HEINZ JURGEN

Hermann Oberth, parintele zborului cosmic, www.aspera.ro

41) IONITA, G., COSMELEATA, G.

Evolutia si proprietatile materialelor, Editura Stiintifica-Fundatia Metalurgia Română, 1999

42) IOVANAS, R. Sudarea electrica prin presiune, Editura SUDURA, Timisoara, 2005, ISBN 978-8359-32-5

43) IOVĂNAŞ R., IOVĂNAŞ D

“Reconditionarea si remanierea produselor sudate” Universitatea “Transilvania”Braşov, ISBN 973-635-684-1, 2006

44) JONI, A.,PLOSCARIU C., PASNICU, P.D., TRIF, I.N.

’Fuzzy’ artificial intelligence system in the robotization of welding process, The 8th International Conference on Technology and Quality for Sustained Development TQSD, University Politehnica Of Bucharest, 2008

45) KENWAY, P.B. X-Ray optics and microanalysis, Bristol, Institute of Physics, 1993



46) LUCA, R., MILICI D. Studiul caracteristicilor arcului electric la sudarea tubulaturii; Revista "Sudura" nr. 1/2001

47) LUCA, R., MILICI D.,CRAUS, M.

Studiu privind mărimea si distribtia tensiunilor interne in imbinari sudate din tevi; Revista"SUDURA", nr.3/2002

48) MACHEDON - PISU T. Tehnologii de montaj sudură aplicate structurilor sudate (poduri, nave), Editura Lux Libris, Braşov, ISBN 973-9458-62-9, 2006

49) MACHEDON – PISU, T., MACHEDON – PISU, E.

Tehnologia sudarii prin topire, Editura Lux Libris, Braşov, 2007 ISBN 978-973-131-002-2

50) MACHEDON, T. Verificarea si omologarea pieselor sudate, Editura Lux Libris, Brasov, 1997

51) MALHONET A.,VAN MUYSEN, SALKIN, R.

Consideration sur le soudage des aciers martensitiques, Soudage et techiques connexes, Paris, nr. 1, 1989

52) MARANDIUC, C. Inimi cat sa cuprinda cerul patriei; Cluj-Napoca: Editura Dacia, 1985

53) MARKOS, Z., NOVAC, G.

Tehnologie mecanica, Editura Universităţii “Transilvania” Braşov, 2006, ISBN 973-635-733-3, ISBN 978-973-635-733-6

54) MC.KEIGHAN, P.C. Testing of Metallic Materials, Handbook of Materials Selection, John Wiley &Son, 2002

55) MEDAN, R., POPESCU, R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Experimental researches regarding thermal treatment improvement for AlCu2,5 Mg aluminum alloy Part IIChallenges in Higher Education and Research in the 21st Century, Sozopol, June 2008, Bulgaria, BDI

56) MEDAN, R., POPESCU, R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Experimental researches regarding thermal treatment improvement for AlCu2,5 Mg aluminum alloy Part I Challenges in Higher Education and Research in the 21st Century, Sozopol, June 2008, Bulgaria, BDI

57) MICLOSI, L. Tratamente termice conexe sudarii prin topire a otelurilor, Vol.I si II, Ed. Sudura, Timisoara, 2003

58) MICLOŞI C. Ş. A, Sudarea metalelor, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1985 59) MITELEA L., BUDĂU

V. Materiale şi tratamente termice pentru structuri sudate, Ed. de Vest, Timişoara, 1996, pag. 258-261

60) MITSURU,N.,TOSHIO,E., YASUSHI, K.

Influence of Alloying Elements in the Matrix of the HAZ on the Stress Relaxation Behaviour during the Reheat Treatment Process, Quarterly Journal of the Japan Welding Society, nr. 4, pag. 74 - 79

61) MORAVIEC, A. Acta Materalia, 48, 200062) MUIRY, S., CONSTANT, A.

Contribution a l'etrude de la relaxation des contraintes dues une soudage, Revue de Metalurgie, 1965, vol. 62, nr. 2

63) NEJNERU, C. Contribuţii privind optimizarea tehnologiei de detensionare a oţelurilor, Teza de doctorat, Iaşi,



1998. 64) NICOLAE JONI,

NICOLAE TRIF Sudarea robotizata cu arc electric- Editura Lux Libris, Brasov (ISBN- 973-9458-48-X), editia II revizuita, . 2005

65) OLAH, ARTHUR Nitrocarburarea otelurilor, Editura Lux Libris, Brasov, 2006, ISBN 973-9458-49-1

66) OLARIU,I., SIMA, F., ACHIRILOAIE, E.

Mecanica tehnica, Intreprinderea Poligrafica Brasov, 1982

67) PASCU, D., R. Influenţa factorilor structurali asupra caracteristicilor tehnologice şi proprietăţilor mecanice ale oţelurilor slab aliate pentru construcţii sudate supuse tratamentelor termice post-sudare, Teză de doctorat, Institutul Politehnic Bucureşti,1983;

68) PAŞCU, R., S.A. Tratamente termice la îmbinări sudate ISIM, Timişoara. 1996

69) PATOOR, E. Technologie des alliages, Paris, Hermes, 199470) PLOSCARIU C.,

BANCILA, C., DRAGOMIR, A., POPESCU, R. M.

Section and welded joint checking from main structure of romanian helicopters, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

71) PLOSCARIU C., BANCILA,C., DRAGOMIR, A., POPESCU, R. M.

Stresses within welded frames from main structure of romanian helicopters, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

72) PLOSCARIU C., GALEA, A., TANCO, C., TRIF, I.N.

The automatization of the inscriptioning operations of metallic parts, The 8th International Conference on Technology and Quality for Sustained Development TQSD, University Politehnica Of Bucharest, 2008

73) PLOSCARIU C., PASNICU, P.D., POP, S.N., TRIF, I.N.

Production and welding technology of lifting platforms, The 8th International Conference on Technology and Quality for Sustained Development TQSD, University Politehnica Of Bucharest, 2008

74) PLOSCARIU C., POPESCU, R. M., CATAREA, V., TAMPA, L., VOICU, G.

Hard alloys used for fabrication of soil preparing machines cutting edges, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

75) PLOSCARIU C., POPESCU, R. M., MARMANDIU, A., CARSTEA, M.P., BANCILA, C.

Reliability and wearing resistance of breaker jaws, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

76) POPESCU, R. M., CANDEA,V., MEDAN, R., NITU, M.,

Microstructural consideration for AlCu4Mg 1 heat treated alloy, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov


CERCETĂRI ŞI CONTRIBUŢII PRIVIND UTILIZAREA ŞI TRATAMENTUL TERMIC AL OŢELURILOR SLAB ALIATE FOLOSITE LA STRUCTURILE SUDATE ALE ELICOPTERELOR ROMÂNEŞTI PLOSCARIU C.

77) POPESCU, R. M., CANDEA,V., MEDAN, R., NITU, M., PLOSCARIU C.

Researches concerning technology settings of thermal treatments for AlCu4Mg 1 alloys, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

78) POPESCU, R. M., CATAREA, V., TAMPA, L., PLOSCARIU C.

The increase of disk harrow durability in order to reduce working resistance and fuel consumption, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

79) POPESCU, R. M., MEDAN, R., CANDEA,V., PLOSCARIU C.

Researches regarding mathematical modeling for final thermal treatment of AlCu2,5Mg1,5Ni aluminum alloy, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

80) POPESCU, R. M., MEDAN, R., CANDEA,V., PLOSCARIU C.

Researches regarding mathematical modeling for final thermal treatment of AlCu2,5Mg aluminum alloy, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

81) POPESCU, R. M., PLOSCARIU C., CARSTEA, M.P.

Base material and welding technology for low alloyed steel used for helicopter construction, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

82) POPESCU, R. M., PLOSCARIU C., TAMPA, L., CATAREA, V., DRAGOMIR,A.,

PP-4-30 sole shoe plough rendering, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

83) POPESCU, R. M., RAPEA, M., CANDEA, V., PLOSCARIU C., DINU, M.

Experimental researches regarding the production of rotating speed equipment for centrifugal casting machines, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

84) POPESCU, R.M. Tehnologia Materialelor, Editura Lux Libris, Brasov, 2001, ISBN 973-9428-23-1

85) POPESCU, R.M., POPESCU, D.M.

Stiinta si tehnologia procesarii si prelucrarii materialelor, Editura Lux Libris, Braşov, ISBN 978-973-9458-84-9, 2009

86) RAPEA, M.,POPESCU, R. M., CANDEA,V., PLOSCARIU C.,DINU, M.

Researches regarding bronze centrifugal casting for CuPb10Sn10 alloys, International Conference on materials, science & engineering BRAMAT 2009, Brasov

87) RAPEA,M., POPESCU, R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Researches regarding the influence of mould speed rate over centrifugal casting parts macrostructure of CuPbSt antifriction alloys, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009



28–31 may 2009 Iaşi–Romania 88) RAPEA,M., POPESCU,

R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Researches regarding the influence of speed rate for centrifugal casting over chemical homogeneity of CuPbSt antifriction alloys, The VII th Congress in materials science and engineering SIM 2009 28–31 may 2009 Iaşi–Romania

89) RAPEA,M., POPESCU, R. M., CANDEA, V., PLOSCARIU C.

Researches regarding the influence of electric technological parameters over cast iron weld ability, Challenges in Higher Education and Research in the 21st Century, Sozopol, June 2008, Bulgaria, BDI

90) SABAN, R. Studiul si ingineria materialelor, Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1995

91) SAFTA, V. Controlul îmbinărilor sudate, vol.I, II, Ed. Facla Timişoara 1986

92) SALAGEAN, T. Oteluri pentru structuri sudate, Editura Didactica si Pedagogica, 1995

93) SAVESCU, D. Organe de masini, Editura Lux Libris, Braşov, 1999 ISBN 978-9428-15-8

94) SCHUMANN, H. Metallographie, DVG, Leipzig, 199195) SERBAN, E.C. Stiinta materialelor metalice, Editura Lux Libris,

Braşov, 2003, ISBN 973-9428-63-0 96) SIMION, I. Desen tehnic, Editura Bren 2002 97) SLUHOTKÎI A. E.,

RÎSKIN S. E Inductoare pentru încălzirea electrică, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1982, pag. 60-272

98) SOICA, A., PLOSCARIU C.

Sandwich plates used in the construction of motor vehicles bodies, Metalurgia International Magazine, No.8, ISSN 1582-2214, 2009, ISI

99) SZABO, B., POPESCU, R. M., PLOSCARIU C.

Modelling of thermal treatment of dead-cold chilling for massive cylindrical steel parts, The 13th International Conference “The Knowledge Based Organization”, Sibiu Nov.2007

100) ŢIEREAN, M.H. Analiza avariilor structurilor sudate, Editura Universităţii “Transilvania” Braşov, 1996

101) ŢIEREAN,M.H., EFTIMIE, L., BALTES, L.

Materials Science, Editura Universităţii “Transilvania” Braşov, 2006, ISBN 973-635-684-1,

102) VACU, S. s.a. Elaborarea otelurilor aliate, Editura Tehnica, 1980103) VOICU, V. Instalatii de ventilare si de conditionare a aerului,

Editura Tehnica, Bucuresti, 1994104) ZARIOIU, N. Istoria aviatiei romane, Editura Militara, 1984 105) *** Colectia de standarede europene si romanesti106) *** Colectie de STAS, Institutul Roman de

Standardizare, Bucuresti, 2002 107) *** Colectia de reviste “Aeromagazin” 108) *** http://sudori.3xforum.ro/post/285/1/sudare_radacina

_wig_la_teava/ 109) *** http://www.steves-digicams.com/camera-

reviews/pentax/optio-s50/pentax-optio-s50-



review.html 110) *** http://www.struers.com 111) *** Managementul asigurării calităţii, Norme de

aplicare 112) *** http://tehnicasitehnologie.scienceline.ro/ELICOPTE

RUL_IAR_316B_ALOUETTE_6407_545_1.html 113) *** http://www.airliners.net 114) *** Phase diagram of binary vanadium alloys, Materials

Park, Ohio, ASM, 1989 115) *** http://www.secretprojects.co.uk/forum/index.php?to

pic=2375.msg24555 116) *** Tratamientos posteriores a la soldadura de

recipientes a presión de acero. Situación actual, Revista de Soldadura, Madrid, nr.ll, 1985, pag. 146-152

117) *** Mechanical properties of HAZ discussion of results, Doc. nS/IIW 129-67, Paris (France)

118) *** Metals Handbook, vol. 8, American Society of Metals, New-York (U.S.A.)

119) *** Welding Journal 120) *** www.matweb.com 121) *** Castolin-Eutectic, Catalogue, Produits et Procedees,

Mentenance Protective 122) *** Welding Problems, Welding and Metal fabrication,

August/September, 1990, pag. 390-396 123) *** http://www.kodiakqc.com/XRAY_files.pdf 124) *** Documentation technique pour l’helicoptere

Alouette III, 1980, Marignane, Division Sud Aviation, France

125) *** SR EN 288-3+A1-1999, Specificaţia şi clasificarea procedeelor de sudare pentru materiale metalice, partea III, Verificarea procedurii de sudare cu arc electric a oţelurilor

126) *** http://www.allstar.fiu.edu/aero/coanda.htm#Coanda-1910

127) *** http://www.laesieworks.com/ifo/lib/Henri_Coanda-pict/CoandaLenticularDisc-07.jpg

128) *** http://upload.wikimedia.org/wikipedia/commons/8/88/AurelVlaicuReplicaII.jpg

129) *** http://www.ctie.monash.edu.au/hargrave/vuia.html 130) *** http://www.3dexport.com/img12210.search.htm#to

pimg 131) *** http://ro.altermedia.info/stiintatehnologie/cu-henri-

coand-spre-viitor_4767.html 132) *** Worldwide guide to equivalent irons and steels,

Materials Park, Ohio, ASM, 1999 133) *** Norme generale de protecţia muncii, MMSS

nr.508/2002, MSF nr.933/2002



Curriculum vitae Europass

Informaţii personale

Nume / Prenume PLOSCARIU CATALIN THEODOR Adresă Str. ALEEA 1, Nr.37, Loc. Harman, Cod postal 507085, Jud.Brasov, Romania Telefon 0268367899 Mobil: 0756158050 E-mail [email protected]

Naţionalitate Romana Data naşterii 8 Iunie 1971

Sex Masculin Experienţa profesională

Perioada Octombrie 2007 – prezent Funcţia sau postul ocupat Doctorand cu frecventa

Activităţi şi responsabilităţi principale Predare la catedra si activitati de cercetare in vederea finalizarii tezei de doctorat Numele şi adresa angajatorului Universitatea Transilvania din Brasov, Facultatea de Stiinta si Ingineria Materialelor

Tipul activităţii sau sectorul de activitate Educatie

Perioada Septembrie 2006 – Septembrie 2007 Funcţia sau postul ocupat Director executiv

Activităţi şi responsabilităţi principale Supervizare, conducere precum si activitati bugetare conexe in vederea atingerii obiectivelor preconizate

Numele şi adresa angajatorului Regency Company SRL, o companie cu sediul in Bucuresti implicate in importul si distributia de placi tip panel si accesorii pentru industria mobilei

Tipul activităţii sau sectorul de activitate Vanzare de produse tehnice si industriale

Perioada Februarie 2001 – Iunie 2006 Funcţia sau postul ocupat Ofiter relatii cu publicul

Activităţi şi responsabilităţi principale Receptie si operatiuni de cazare, preluarea si rezolvarea reclamatiilor sau a altor doleante cum ar fi: functionare defectuoasa a utilitatilor (aer conditionat, apa, electricitate, etc), repartizarea pe serii in vederea servirii mesei precum si furnizarea de alte informatii

Numele şi adresa angajatorului Royal Caribbean International LTD, o companie internationala specializata in turism si servicii Tipul activităţii sau sectorul de activitate Turism si servicii

Perioada Decembrie 1999 – Februarie Funcţia sau postul ocupat Reprezentatnt zonal de vanzari

Activităţi şi responsabilităţi principale Vizitarea regulata a clientilor din baza de date in vederea completarii stocului pentru a avea o disponibilitate constanta a intregii game de produse

Numele şi adresa angajatorului Interbrands M&D, BAT division, o companie nationala de distributie implicate in marketing si promovarea marcilor de top

Tipul activităţii sau sectorul de activitate FMCG

Perioada Iunie 1999 – Noiembrie 1999 Funcţia sau postul ocupat Inginer de vanzari



Activităţi şi responsabilităţi principale Mentinerea si dezvoltarea portofoliului de clienti, consultanta si sfaturi tehnice pentru folosirea tehnologiei oferite

Numele şi adresa angajatorului Deceuninck Romania parte din Deceuninck Holding Belgium, unul dintre cei mai mari producatori mondiali de profile PVC

Tipul activităţii sau sectorul de activitate Vanzare de produse tehnice si industriale

Perioada Mai 1998 – Iunie 1999 Funcţia sau postul ocupat Director de sucursala

Activităţi şi responsabilităţi principale Promovarea si implementarea produselor companiei, dezvoltarea unei retele de clienti prin prezentarea de oferte personalizate in vederea castigarii unui segment de piata cat mai mare

Numele şi adresa angajatorului Romanian Paper Distribution SRL, parte a SCP Ruzomberok Slovakia, o companie situata in Bucurestia implicate in importul, productia si distributia de hartie si cartoane

Tipul activităţii sau sectorul de activitate Hartie tipografica si cartoane speciale Educaţie şi formare

Perioada Octombrie 2008 – Februarie 2010 Calificarea / diploma obţinută Diploma de Master

Competenţe profesionale dobândite Ingineria Sudarii Numele şi tipul instituţiei de învăţământ Universitatea Transilvania din Brasov, Facultatea de Stiinta si Ingineria Materialelor

Perioada Octombrie 1998 – Iunie 1999 Calificarea / diploma obţinută Diploma de Studii Aprofundate

Competenţe profesionale dobândite Optimizarea Tehnologiilor de Sudare Numele şi tipul instituţiei de învăţământ Universitatea Transilvania din Brasov, Facultatea de Stiinta si Ingineria Materialelor

Perioada Octombrie 1993 – Iunie 1998 Calificarea / diploma obţinută Inginer Mecanic

Competenţe profesionale dobândite Diploma Universitara in Utilajul si Tehnologia Sudarii Numele şi tipul instituţiei de învăţământ Universitatea Transilvania din Brasov, Facultatea de Stiinta si Ingineria Materialelor

Perioada Septembrie 1986 – Iunie 1990 Calificarea / diploma obţinută Diploma de bacalaureat

Numele şi tipul instituţiei de învăţământ Liceul Andrei Saguna Brasov Aptitudini şi competenţe

Limba maternă Româna Limba 1 Engleza: scris, citit, vorbit - avansat

Limba 2 Franceza: scris, citit, vorbit - mediu Competenţe şi abilităţi sociale Lucru in echipa, dinamic, sociabil, consecvent, aptitudini de comunicare si adaptabilitate, flexibil

Cursuri Ian 1998 „Tehnici de vanzare”, curs tinut de Bates Saatchi & Saatchi 141 Romania, Brasov Iun 1999 Promovare, ambalare si tehnici de vanzare pentru profile PVC, curs tinut de Deceuninck in Roeselare, Belgia Martie 2001 „Siguranta, calitate si management”, curs tinut de R.C.I. in Miami, Florida U.S.A. Mai 2001 Curs de ofiter relatii cu publicul la bordul navei Radiance of the Seas

Utilizarea calculatorului Utilizator PC: Word, Excel, Power Point Alte informatii Sporturi practicate: inot, tenis de camp, karate

Alte competenţe şi aptitudini Cunostinte de baza in contabilitate Permis de conducere Categoria B



Europass Curriculum Vitae

Personal information

First name / Surname CATALIN THEODOR PLOSCARIU Address 37, ALEEA 1 Street, Harman, 507085 Zip code, Brasov County, Romania

Telephone 0268367899 Mobile: 0756158050 E-mail [email protected]

Nationality Romanian Date of birth 8 th June 1971

Gender Male Work experience

Dates October 2007 – present Occupation or position held Full time PhD Student

Main activities and responsibilities Teaching and research activities to complete the program in order to finish PhD thesis Name and address of employer Transilvania University of Brasov, Faculty of Materials, Science and Engineering

Type of business or sector Education

Dates September 2006 – September 2007 Occupation or position held Managing Director

Main activities and responsibilities Supervising, managing and other budget related activities in order to achieve planned forecast Name and address of employer Regency Company SRL, a Bucharest based Company involved in importing and distribution of

laminated boards and accessories for furniture industry Type of business or sector Technical and Industrial Sales

Dates February 2001 – June 2006 Occupation or position held Purser

Main activities and responsibilities Accommodation and hosting procedures; complaints receiving and other issues such as: utilities malfunction (air conditioning, water, electricity, etc.), diner accommodation and useful information

Name and address of employer Royal Caribbean International LTD, an International Company specialized in tourism and services Type of business or sector Tourism and Services

Dates December 1999 – February 2001 Occupation or position held Area Distribution Representative

Main activities and responsibilities Regularly visits in order to complete the stock with missing units for a permanent availability of full range of products

Name and address of employer Interbrands M&D, BAT division, a National distribution Company involved in marketing and promotion of top class brands

Type of business or sector FMCG

Dates June 1999 – November 1999 Occupation or position held Area Sales Engineer

Main activities and responsibilities Maintaining and developing customer portfolio, technical advice and know how consultancy



Name and address of employer Deceuninck Romania part of Deceuninck Holding Belgium one of the biggest worldwide producer of PVC profiles

Type of business or sector Technical and Industrial Sales

Dates May 1998 – June 1999 Occupation or position held Branch Manager

Main activities and responsibilities Promotion and implementation of Company products, developing a client network by presenting personalized offers in order to achieve a higher market share

Name and address of employer Romanian Paper Distribution SRL, part of SCP Ruzomberok Slovakia, a Bucharest based Company involved in importing, production and distribution of paper and cardboard

Type of business or sector Printing and office paper Education and training

Dates October 2008 – February 2010 Title of qualification awarded Master Degree

Occupational skills covered Welding Engineering Name and type of organisation

providing education and training Transilvania University of Brasov, Faculty of Materials, Science and Engineering

Dates October 1998 – June 1999 Title of qualification awarded Post Graduate degree

Occupational skills covered Optimization of welding technology Name and type of organisation


Dates October 1993 – June 1998 Title of qualification awarded Mechanical Engineer

Occupational skills covered University Degree in Technology and Welding Equipment Name and type of organisation


Dates September 1986 – June 1990 Title of qualification awarded High School Graduate

Name and type of organisation providing education and training

Andrei Saguna High School Brasov

Skills and competences

Mother tongue(s) Romanian Language 1 English: speaking, reading, writing – advanced

Language 2 French: speaking, reading, writing – average Social skills and competences Team worker, dynamic, sociable, consistent, communication skills and adaptability, flexible

Courses Jan 1998 „Sales techniques” course held by Bates Saatchi & Saatchi 141 Romania, Brasov Jun 1999 Promotion, packing and sales techniques of PVC profiles course held by Deceuninck in Roeselare, Belgium March 2001 „Safety, quality and management” course held by R.C.I. in Miami, Florida U.S.A. May 2001 Purser training held onboard Radiance of the Seas

Computer skills and competences PC user: Word, Excel, Power Point Other information Sports: swimming, lawn tennis, karate

Other skills and competences Basic accounting knowledge Driving licence Clean drivers license


PloscariuCatalinTheodor

Documents

Transcript of PloscariuCatalinTheodor