Raport NUCLEU 2014 ICPE-CA

1

MACHETA nr. XII Contractor : INCDIE ICPE-CA Cod fiscal : RO 13827850

Raport anual de activitate privind desfăşurarea Programului Nucleu INGINERIE ELECTRICA,

PENTRU SOCIETATE/ INGENIOS, cod PN0935 anul 2014

Durata programului: 6 ani Data începerii: 2009 Data finalizării: 2015 1. Scopul programului:

Activitatile desfasurate in anul 2014 in cadrul programului „Inginerie electrica pentru

societate/INGENIOS” au cuprins cercetari privitoare la dezvoltarea de noi materiale micro si nano structurate, cu largi aplicatii in domeniul ingineriei electrice si nu numai, aplicatii moderne ale electromagnetismului la sisteme de conversie energetica, sisteme de transmitere a miscarii, sisteme de senzori si traductori, energii si surse regenerabile, cresterea mentabilitatii produselor, stabilirea de metode si tehnici de caracterizare a materialelor si sistemelor. Aceste cercetari au fost orientate spre realizarea unor materiale, dispozitive, echipamente si sisteme functionale, cu aplicabilitate in diverse domenii si orientate catre cerintele pietii.

S-a constatat indeplinirea obiectivelor specifice fiecarei teme pana la data la care au fost finantate, precum si obtinerea unor rezultate stiintifice notabile, in conformitate cu cele estimate initial.

Cercetarile au fost de multe ori la frontiera cunoasterii si au imbinat cele mai moderne si avansate tehnologii cu stiintele vietii, urmarind inlaturarea barierelor dintre domenii (convergenta tehnologiilor).

Cercetarile au cuprins urmatoarele activitati: proiectare si realizare de noi materiale, echipamente, metode, sisteme, realizare de modele experimentale de materiale/echipamente/sisteme, analize ale parametrilor proceselor tehnologice,

caracterizari materiale si sisteme, elaborare de metode de evaluare si predictie termica a materialelor polimerice utilizate,

realizare demonstratoare, cercetari aplicative si precompetitive 2. Modul de derulare al programului:

In cadrul lucrarii PN09350101

2.1. Descrierea activităţilor (utilizând şi informaţiile din rapoartele de fază,macheta VIII) În cadrul temei au fost continuate cercetări care se înscriu în tematica generală a proiectului: realizarea de componente și sisteme microelectromecanice MEMS prin tehnologii specifice, cu aplicabilitate în medicină, microfluidică și inginerie electrică în cadrul a patru faze desfășurate pe parcursul anului 2014. În ceea ce priveste microrotile reactive inertiale în etapele anterioare au fost realizate si caracterizate două variante constructive având momentul cinetic cuprins între 2,7 si 21 Nms la turatiile de 12000 rpm respectiv 24000 rpm. S-a procedat la optimizarea sistemului de microroti reactive pentru a putea fi utilizate la ghidarea satelitilor. Au fost analizate rezultatele modelelor experimentale de microroti inertiale realizate si s-a conceput, redimensionat și reproiectat unele microroți reactive inertiale cu parametrii: turatie minima la functionare in asincron 18.000rotatii pe minut, la comutatie statica 8000 rpm, timp de pornire 5 sec. la 3000 rpm. A urmat redimensionarea momentului cinetic, cu recalcularea solicitarilor mecanice dinamice dupa redimensionarea momentului de inertie si a celui cinetic, apoi a pierderilor aerodinamice si in final a pierderilor termice si a supraincalzirii. In baza celor rezultate prin calculul de redimensionare si optimizare a fost necesară reproiectarea unor repere ale sistemului de microroti reactive inertiale destinat ghidarii microsatelitilor. Cu noii parametrii redimensionati au fost reproiectate: structura microrotii inertiale cu comutatie statica, rotorul exterior, structura cu antrenare cu micromotoare cu comutatie statica, schema de bobinaj cu conductor cu diametrul de 0,3mm.

2

În ceea ce priveste conversia energiei vibrațiilor ambientale în energie electrică prin inductie electromagnetică s-a conceput un generator/convertor electromecanic având ca principală aplicaţie amortizorul electromagnetic folosit la suspensiile regenerative ale automobilelor. A fost studiată evoluția în timp a necesarului de energie electrică pentru alimentarea aplicaţiilor de tip MEMS utilizând recuperarea energiei (“energy harvesting”) din mediul înconjurător de la una sau mai multe surse de energie (de ex.: termică, solară, eoliană, mecanică, chimică etc.).

S-a prezentat fluxul de energie la un vehicul tipic şi posibilităţile de recuperare a energiei; de asemenea s-a prezentat un model mecanic cu două grade de libertate al suspensiei regenerative cu autocontrol activ.

S-au prezentat trei variante constructive pentru suspensiile electromagnetice: cu generator electromagnetic liniar, cu şurub cu bile, cu pinion cu cremalieră. S-a prezentat concepţia generatorului electromagnetic liniar tip harvesting – amortizor electromagnetic pe baza considerentelor teoretice. Modelul constructiv al generatorului electromagnetic liniar este prezentat în fig. 1.

a) Vedere de ansamblu

b)Sistemul electromagnetic

Fig. 1. Model constructiv pentru generatorul electromagnetic liniar tip harvesting.

S-au calculat parametrii electromagnetici (tensiunea indusă, curentul prin bobină, forţa de amortizare, coeficientul de amortizare) pe baza cărora se realizează un calcul numeric al dimensionării generatorului electromagnetic cu parametrii impuşi prin proiect. S-a modelat matematic suspensia electromagnetică. Traductorul electromagnetic asigură funcţia de harvesting pentru energia cinetică a vibraţiilor şi în acelaşi timp dezvoltă şi forţa de amortizare (amortizare vâscoasă). Energia electrică este stocată într-o baterie după redresarea curentului de către sistemul electronic de putere.

A fost proiectat şi realizat un model funcţional de generator electromagnetic liniar de tip harvesting care să convertească energia vibraţiilor ambientale în energie electrică prin inducţie electromagnetică cu următorii parametrii

electrici impuşi prin tema de proiectare: putere maximă generator: 20P W ; frecvenţa: 1 100Hz ; tensiunea maximă:

max 40U V . Principalele elemente constructive ale generatorului electromagnetic liniar (amortizor elmg) sunt: Corp inferior; Suport bobine; Ax piston; Magnet permanent; Distanţier; Corp superior; Capac; Şaibă; Bobină; Piuliţă M6; Arc.

În ceea ce priveşte realizarea modelului funcţional, corpul inferior şi superior au fost realizate din oţel magnetic prin prelucrări mecanice convenţionale. Magneţii permanenţi au fost realizaţi din NdFeB, iar distanţierele şi axul piston din duraluminiu prin prelucrări mecanice convenţionale. Suportul de bobine a fost realizat din textolit prin

prelucrări mecanice convenţionale, iar bobinajul a fost executat cu conductor de cupru cu 0, 4d mm . Arcul de compresiune din componenţa modelului funcţional al generatorului elmg. a fost realizat din oţel arc. În fig. 2 sunt prezentate o parte din reperele modelului funcţional de generator electromagnetic liniar de tip harvesting (amortizor elmg.).

3

Fig. 2. Bobină - generator electromagnetic (amortizor elmg).

În ceea ce privește transformatoarele în execuție planară, având în vedere specificul aplicației (funcționare la

frecvențe ridicate - de până la 500kHz), în scopul stabilirii parametrilor de proiectare și a soluțiilor constructive cu minimizarea pierderilor, a fost abordată problematica caracterizării electrice în regim dinamic.

În acest scop au fost comparate două tipuri de înfăşurări (clasic şi planar) pe acelaşi miez de ferită. Pentru conceperea şi analiza sistemului de măsură folosit se ia în consideraţie schema echivalentă a

transformatorului cu miez de ferită la frecvenţe relative înalte (100kHz). S-a utilizat schema echivalentă a unui transformator cu miez de ferită cu secundarul în gol, și aceeaşi schemă cu secundarul închis pe o impedanţă pur rezistivă, fără reflectarea elementelor de circuit din secundar către primar.

Rezistenţa înfăşurărilor în curent continuu, pentru cele două tipuri de transformatoare s-a efectuat cu o punte Kelvin şi cu microohmmetrul CHAUVIN ARNOUX CA 6250 cu o precizie mai bună de 1%. Datele obţinute au fost comparate cu cele calculate şi rezultatele obţinute au fost pentru primar de 63 mΩ şi pentru secundar de 12 mΩ. S-au măsurat valorile rezistenţei în curent alternativ şi ale inductivităţii pentru înfăsurările celor două transformatoare (primar şi secundar) fără miez cu o punte RLC E4980A de tip Agilent între 20Hz şi 1MHz, punându-se în evidenţă efectul pelicular care creşte odată cu creşterea frecvenţei precum şi variaţia inductivităţii în funcţie de frecvenţă. Pentru măsurarea inductanţei a fost utilizată o punte RLC specializată tip Agilent E4980A cu punte auto-acordată. Aceasta permite măsurarea în gama de frecvenţe 20Hz-2MHz. A fost scris un program de achiziţie a datelor care utilizează portul USB de comunicaţie al instrumentului de măsură, ce permite stabilirea automată a parametrilor de măsurare. Capacitatea înfaşurărilor a fost găsită atât teoretic cât şi practic ca având valoarea de aproximativ 60pF pe primar şi de 200pF pe secundar. Pierderile au fost determinate, iar randamentul a fost 87,6% pentru trafo planar şi de 90,1 pentru trafo –bobinat. In concluzie, cele două transformatoare au aproximativ acelaşi randament, avantajul transformatorului planar fiind în geometria redusă cu aplicabilitate mare in circuitele imprimate. In urma efectuarii masuratorilor electrice complexe efectuate asupra modelului experimental, s-au definit criteriile de optimizare pentru valorile parametrilor concentrati din schema echivalenta, ce defineste transformatorul. S-a proiectat si s-a elaborat documentatia de executie pentru un transformator de dimensiuni mici si executie bazata pe tehnologie planara, utilizand materiale si procese inovatoare, avind urmatorii parametrii: S2 = 250 VA, UP = 100 V, US = 24 V, f = 100 kHz +/- 10%. Folosind schema echivalenta a transformatorului s-au calculat următorii parametri: N prim = numarul de infasurari din primar, N sec = numarul de infasurari din secundar, Rcore = rezistenta de pierdere

a miezului, R prim = rezistenta din primar, Rsec = rezistenta din secundar, Lm = inductanta de magnetizare, Lleakprim = inductanta de pierdere din primar, Lleak_sec = inductanta de pierdere din secundar, C prim = capacitatea de

interbobinaj din primar, C prim _sec = capacitatea primar-secundar, Csec = capacitatea de interbobinaj din secundar. În urma dimensionărilor s-au obţinut următoarele valori:

Curentul in primar I 1= 3A , Curentul in secundar I 2= 10. 4A , Puterea aparenta in primarul transformatorului S1= 300VA , Calculul tensiunii electromotoare indusa in infasurari E1 =97.5 V pentru primar şi E2 =24.6 V

pentru secundar, Sectiunea coloanei centrale SFe(c)=2,222cm2, alegând din catalog ferita tip E 38/8/25, apropiata de cea recomandata, asigurand produsul WaAc=1,56 cm4, Tensiuninea pe spira usp=8,613V/sp, Numarul de spire din primar N 1 = 12 spire, Numarul de spire din secundar N 2 = 3 spire, Raportul de transformare K=1/4, Inductanta infasurarii

primare Lprimar=1,15mH, Inductanta infasurarii secundare Lsecundar=72µH, Adancimea de patrundere 0,253mm la 100 ºC si frecventa de 90 kHz, Pierderile specifice prin histerezis in miezul magnetic Pspmiez=187,8mW/cm3, Pierderile specifice de putere in miez PV=0.816 W, Amprenta de bobinaj IF=11,3 mm, Latime spira primar 0,58mm, Latime spira secundar 3,23mm, sectiunea necesara S1=I1/J=0.6 mm2, respectiv S2=I2/J=2.08 mm2; Numarul de straturi NS1=5

4

straturi, NS2=3 straturi, Rezistenta infasurarilor primar 43,9mΩ, secundar 2,82 mΩ, Rac/Rdc=1,267 în primar, Rac/Rdc=1,0057 în secundar, Puterea disipata prin efect Joule 0,4977W în primar şi 0,3067W în secundar, Caderea de tensiune 172mV in primar, respectiv 29,5mV în secundar, Capacitatea infasurarilor Cp=1,248nF, Cs=0,312nF, Amprenta infasurarii primare Ap = lbobinajxlspiramediuxN1=15621 mm2, Amprenta infasurarii secundare As = lbobinajxlspiramediuxN2=3905 mm2, Capacitatea echivalenta totala a transformatorului Ce=260,38pF, Inductanta de magnetizare Lm=1,15mH, Inductanta de pierderi in infasurari 2,75mH în primar, respectiv 0,172mH ]n secundar, Încălzirea transformatorului θ=70,35 ºC. S-a elaborat documentatia tehnica de executie, documentaţie ce cuprinde: Ansamblu general -cod TP-P-00, Circuit Magnetic.- cod TP-P-00, Infasurare primar.- cod TP-P-00, Infasurare Secundar.- cod TP-P-00, Izolatie strat - cod TP-P-00, Strat baza capac.- cod TP-P-00, Capac strangere CM.- cod TP-P-00, Talpa strangere CM.- cod TP-P-00, Sablon.- cod TP-P-00. În ceea ce priveşte materialul nanocompozit flexibil cu proprietăţi piezoelectrice acesta a fost realizat prin dispersia nanoparticulelor piezoelectrice de tip titanat de bariu (BT) sau titanat zirconat de plumb modificat (PZT), prin tehnica ultrasonării şi agitării magnetice într-o matrice de elastomer tip cauciuc siliconic cu întărire la temperatura camerei cu catalizator. În acest scop s-a realizat sinteza nanoparticulelor de titanat de bariu (BT) prin metoda coprecipitării, ruta oxalat şi a nanoparticulelor de titanat zirconat de plumb modificat (PZT) prin reacţii în stare solidă şi măcinare avansată pe moara atrittor. Din caracterizarea prin difracţie de raze X a rezultat că atât nanoparticulelor de titanat de bariu (BT) obţinute prin metoda coprecipitării, ruta oxalat, cât şi cele de titanat zirconat de plumb modificat (PZT) obţinute prin reacţii în stare solidă şi măcinare avansată pe moara atrittor au structură tip perovskit, cristalizat tetragonal. Din analiza distribuţiei granulometrice a rezultat că dimensiunea nanoparticulelor de titanat de bariu (BT) este <450nm şi a celor de titanat zirconat de plumb modificat (PZT) este < 620nm.

Pentru realizarea nanocompozitului flexibil cu proprietăţi piezoelectrice au fost experimentate 12 variante compoziţionale, variind următoarele condiţii: - procentul masic elastomer- pulbere ceramică piezoelectrică între 20 – 80%, - tipul de nanoparticule piezoelectrice titanat de bariu (BT) sau titanat zirconat de plumb modificat (PZT), - cu sau fără adaos de particule conductive de tip nanotuburi de carbon (NTC). Din caracterizarea morfologică prin microscopie electronică (SEM) a rezultat că: - atât nanoparticulele de titanat de bariu (BT) cât şi cele de titanat zirconat de plumb modificat (PZT), au fost omogenizate uniform în matricea polimerică; - dispersabilitatea nanoparticulelor, atât cele de titanat zirconat de plumb modificat cât şi cele de titanat de bariu (BT) a fost îmbunătăţită de adaosul de nanotuburi de carbon, - creşterea procentului de BT sau PZT la 80% duce la aglomerări de particule în matricea polimerică, aglomerări mai accentuate în cazul nanoparticulelor de PZT. Caracterizarea dielectrică a nanocompozitelor flexibile în domeniul de frecvenţă 0,4Hz-500KHz a arătat că valorile permitivităţii dielectrice relative sunt <7,5 (valoarea max. impusă fiind de 10) şi pierderile dielectrice au fost <7,6x10-3 (valoarea impusă fiind max. 9x10-2). S-a ridicat curba de histerezis electric pe toate probele de compozit flexibil. Toate probele au demonstrat feroelectricitate. Probele de compozit flexibile au fost caracterizate piezoelectric, prin ridicarea curbei de impedanţă în funcţie de frecvenţă în domeniul 0.4Hz-500kHz. Din frecvenţa de rezonanţă şi frecvenţa de antirezonanţă s-a calculat coeficientul de cuplaj electromecanic Kp. Valoarea obţinută pentru toate probele a fost mai mică de 0,45 (valoare impusă). La acelaşi raport (50%) de nanoparticule piezoelectrice, compoziţiile de compozit flexibil cu titanat de bariu (BT) au arătat valori mai mari ale factorului de cuplaj piezelectric (Kp = 0,40) (fig.3) comparativ cu cele pe bază de de titanat zirconat de plumb modificat (PZT) pentru care factorul de cuplaj piezoelectric a fost de 0,38 (fig.4).

50 100 150 200 250 300-2.00E+007

0.00E+000

2.00E+007

4.00E+007

6.00E+007

50CS+50BT+0.5NTC

kp=0.4

143.75Hz

134.85Hz

Imp

ed

an

ta [

oh

mi]

Frecventa [Hz]

Fig.3. Impedanţa funcţie de frecvenţă (0,4Hz-500kHz) pentru compozitul 50%CS+50%BT+0,5NTC.

5

100 200 300 400 500 600 7000

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

900000

1000000

kp=0.38

158,49Hz

149.62Hz

50CS+50PZT-N2+0.5NTC

Imp

ed

an

ta [O

hm

i]

Frecventa [Hz]

Fig.4. Impedanţa funcţie de frecvenţă (0,4Hz-500kHz) pentru compozitul 50%CS+50%PZT+0,5NTC.

În ceea ce privește sistemul competițional la nivelul eleviilor de gimnaziu și colegiu acesta s-a îmbogățit cu sistemele de competiții de tip olimpiade pe proiecte de cercetare(INESPO, INTEL, INFOMATRIX). Scopul principal este de a atrage, a iniția și forma pe tinerii elevi în domeniul cercetării științifice. De menţionat in acest context, rapoartele ICSU (International Council for Science) privind educaţia ştiinţifică, ce indică o situaţie îngrijorătoare chiar în ţările cu o foarte bună tradiţie în cercetarea ştiinţifică ( mult amplificată şi accentuată în ţările cu o mai slabă tradiţie, ce alocă fonduri şi investiţii neglijabile privind educaţia şi cercetarea ştiinţifică), referitor la demersurile şi iniţiativele privind publicaţiile specifice şi atragerea tineretului spre cercetarea ştiinţifică, iniţierea spre carierele de cercetător pentru tinerii elevi şi studenţi. ICSU doreşte să incorporeze ca scop explicit îmbunătăţirea educaţiei ştiinţifice şi literaturii ştiinţifice in Planul Strategic 2012- 2017 , în rezonanţă cu misiunea Consiliului central ;”Puterea ştiinţei în beneficiul societăţii”. Sint necesare alocari de resurse cit si responsabilitati specifice pentru coordonarea educatiei stiintifice de catre ICSU,cit si a unor legaturi mai strinse cu oficiile şi filialele regionale. Promovarea educatiei si a unor programe interdisciplinare printre membrii ICSU sau organizatiile asociate, programe legate de educatia stiintifica cit si de componentele de comunicare aferente. Panelul ad hoc, include multe portaluri existente, cu acces la la domenii largi pe educatia stiintifica; pe resurse si initiative, ce trebuie exploatate eficient, pentru o utilizare a tuturor partenerilor afiliati. Pentru îndeplinirea propunerilor de mai sus, ICSU va crea grupuri de avizare a căror membrii vor fi foarte bine formaţi în ştiinţa educaţiei cît şi în cercetarea ştiinţifică, vor crea forme de iniţiere şi evaluare, dar vor si iniţia reţele şi facilităţi. Activităţile ICSU vor implementa partenerilor strategii focalizate pe educaţie inginerească şi matematică cît şi pe domenii aferente. Consiliul ICSU va încuraja membrii pentru activităţi suport privind ştiinţa educaţiei, pe cercetarea în domeniul ştiinţei educaţiei, dar mai ales pe excelenţă, inovare educaţională în bune practici, pe dezvoltarea şi consolidarea rolului cercetătorului ştiinţific în comunicare şi mai ale pe poziţia de profesor. Dintre initiativele de a crea nuclee de elevi din invatamintul mediu pe linga universitati sau institute de cercetare se pot aminti: Universitatea Harvard, Universitatea Brown, MIT California, Institutul Max Planck, Universitatea Groningen (asociată cu institute de cercetare), Fundaţia Explory, Universitatea Leuven(Belgia) impreuna cu IOP Publishing. In acest context pe lîngă INCDIE ICPE CA a fost creat un centru de initiere in cercetarea stiintifica, bazat pe elevii din citeva colegii fruntase din capitala: Colegiul Tudor Vianu, Colegiul Sf.Sava, Colegiul Grigore Moisil, Colegiul Gh.Lazar. Principalele doua obiective sunt: pastrarea in tara a elitelor scolare prin identificarea unor siteuri amiabile si care se pot dovedi familiare, unde se pot exprima profesional viitorii studenti si mai apoi viitorii cercetatori și constructia ordonata si rationala a unor elite care pot reprezenta viitoarele piloane a unei adevarate reforme, impotriva lipsei de performanta si competitivitate. În cadrul Centrului exista 4 echipe de baza, cu tot atitea ateliere, care participa in competitii nationale si internationale de prestigiu: Atelierul 1. THE SPIDER IS CHANGING THE GAME IN THE ADHESIVES INDUSTRY, Atelierul 2. THE ENERGY HARVESTING, Atelierul 3. THE BIONIC RESEARCH WITH APPLICATIONS ON MEMS (MICRO-ELECTROMECHANICAL SYSTEMS, Atelierul 4. THE SCIENCE HISTORIA. Atelierul 5 The Biomedical Research(ESCULAP) este in constructie. Proiectele existente în cadrul Centrului sunt:

Echipa Proiecte THE SPIDER IS CHANGING THE GAME IN THE ADHESIVES INDUSTRY

Studiul caracteristicilor adezivului. Biotehnologia de generare a adezivului.

THE ENERGY HARVESTING Cubul harvesting.

6

Trusele microharvesting. Conversii bazate pe electrostrictiune si magnetostrictiune.

THE BIONIC RESEARCH WITH APPLICATIONS ON MEMS (MICRO-ELECTROMECHANICAL SYSTEMS

Deplasari si microactionari electromecanice tip Line Follow Motoare grafice cu aplicatii in scenografie Studiul biomecanic la protozoare cu aplicatii in arhitectura unor actuatoare sau microactionari electromecanice.

THE SCIENCE HISTORIA Contributii la o istorie a electrotehnicii romanesti.Figuri ilustre.

THE BIOMEDICAL RESEARCH WITH APPLICATIONS (ESCULAP).

Microsenzori in reabilitarile medicale. Sistem de stimulare al tesuturilor Softuri specifice maladiilor muschiulare.

Diseminarea activitatii Centrului de excelenta: Participare la competitia INESPO 2012-Olanda, iunie 2012

Echipa The SPIDER( St.Iov, Al.Glontaru)-medalie de argint, Participare la competiţia INFOMATRIX 2014 – faza naţională, Bucureşti, aprilie, Echipa HARVESTING cu proiectul Energy Harvesting Cube – medalie de aur. Andrei Pangratie cu proiectul Motorul grafic. locul II, Echipa SPIDER – Soft pentru tehnologia de obţinere a adezivului – loc II., Echipa BIONICS (Matei Sarivan, Calin Rusu) cu proiectul Insect legs- loc III.; Olimpiada tînărului inventator IYIPO 2014, mai Tbilisi, Alexandru Glonţaru - medalie de aur, Participare la competiţia INFOMATRIX 2014 – faza internaţională, Bucureşti 8+12 mai, Matei Sarivan – Line Follow- medalie de bronz. Echipa HARVESTING - Enegy Harvesting Cube – medalie de bronz., Andrei Corbeanu – Mini Summo- medalie de bronz, Concur de informatică Suceava 2014 , mai, Andrei Pangratie - medalie de aur, Finala INTELL 2014, 12-16 mai, 2014 ,echipa SPIDER calificata in finala. În ceea ce privește microgeneratoare de tip harvesting, bazate pe efect piezoelectric direct și efect electrostrictiv direct au fost abordate două tipuri: A. Cu sursă primară energia eoliană, B. Cu sursă primară energia hidrodinamică (regim de valuri și căderi de picături). Se fac urmatoarele distinctii: Solicitarea aerodinamica, înseamna conversia de tip eolian în regim laminar turbulent iar Solicitarea hidrodinamica, înseamna conversia de tip energia valurilor (regim turbulent) și caderea picaturilor de apă ( recuperarea energiei pluvionare). Au fost propuse mai multe tipuri de structuri neconventionale cu geometrii generale: Structura tip placa, Structura tip placa cu extensii de lamele incastrate, Structura cilindrica, Structura sferica. S-au efectuat experimente pentru cele 4 structuri principale de microgeneratoare tip harvesting în regim aerodinamic. Pentru incercarile referitoare la conversia primara eoliana , a fost construit un

microtunel (microsuflerie) aerodinamica de tip deschis conform diviziunii de viteza mica subsonica cu 0,5eM < ,

unde eM reprezinta numarul Mach.

Fig.5 Imaginea standului (microtunelului aerodinamic cu sectiune constanta)

7

In cadrul lucrarii PN09350102 In cadrul temei: „Realizare de electromagneti superferici dipolari, magneti si electromagneti si surse pentru acceleratoare de particule FAIR”, au fost executate patru faze: Pentru faza I/2014 „Sistem criogenic de racire a bobinelor supraconductoare HTS” au fost indeplinite urmatoarele obiective: O1. Executie sistem criogenic de racire a bobinelor HTS In conformitate cu obiectivele prezentei etape de executie, au fost realizate urmatoarele:

1. Executie criostat Criostatul bobinelor supraconductoare HTS prezentat schematic in fig.1

In cadrul acestei etape s-a realizat criostatul bobinelor supraconductoare HTS. El permite asamblarea crioracitorului si a sistemului de conductori hibrizi pentru alimentarea electrica a bobinelor supraconductoare. Criostatul are un dublu rol: 1. asigura rezistenta mecanica a ansamblului si 2. izolarea termica a bobinelor pentru a putea fi racite la temperatura de lucru (4,2K). Caracteristici criostat:

- material de executie: otel inox austenitic (tabla 2 mm grosime). - executie in forma de „T” care permite existenta unui canal central orizontal pentru acces in zona de camp

magnetic uniform - canal vertical pentru crioracitor si conductorii hibrizi de alimentare elecrtica a bobinelor HTS. - Dimensiuni generale: h=665 mm; Dcanal vertical=270mm; Dcanal orizontal= 210 mm Criostatul se inchide etans in vederea vidarii interiorului la un nivel de 10-5 mbar pentru izolarea termica a

bobinelor supraconductoare si a crioracitorului. In acest scop, este prevazut cu un stut de vidare in partea inferioara. Conductorii hibrizi de curent sunt montati in interiorul criostatului si fac legatura intre trecerile de curent prin

criostat si terminalele bobinelor supraconductoare. In conformitate cu proiectul de executie realizat in cadrul etapei anterioare, s-au executat atat partile constitutive

ale criostatului cat si asamblarea acestora. Totodata au fost executati si conductorii hibrizi de alimentare electrica a bobinelor HTS.

Elementele constructive ale cristatului sunt redate in pozele de mai jos:

8

Fig. 2. Corp vertical criostat, realizat din tabla de otel inox austenitic de 2 mm grosime

Fig. 3. Suport criostat (parte inferioara). Fig. 4. Flansa superioara criostat.

Fig. 5. Flanse laterale Fig. 6 +7. Flanse laterala + teava laterala

Fig. 8. Corp criostat Fig.9. Criostat asamblat Fig.10. Vedere laterala criostat

2. Executie conductori hibrizi pentru alimentarea electrica a bobinelor HTS Conductorii hibrizi destinati alimentarii bobinelor supraconductoare HTS aflate in interiorul criostatului, sunt

alcatuiti din doua componente: conductorii de cupru, care fac legatura intre trecerile de curent ale criostatului si conductorii HTS. Datorita conductivitatii termice mari a cuprului, acestia trebuiesc „suntati” termic la capatul rece de 50K. Legatura intre conductorii de cupru si terminalele bobinelor supraconductoare este facuta prin intermediul conductorilor HTS. Atat conductorii de cupru cat si conductorii HTS sunt dimensionati pentru un curent maxim de 300A.

Conductorii de cupru Acestia sunt dimensionati pentru un curent de maxim 300 A si sunt alcatuiti la randul lor din doua parti

componente: conectorii de capat si corpul conductorului. Conectorii de capat (doi), sunt realizati din cupru masiv (bara) la un diametru de 12mm, prin operatii mecanice de prelucrare: strunjire, frezare, gaurire si finisare (fig. 11, 12 si 13). Corpul conductorilor este alcatuit din cate 4 toroane de cupru fiecare cu un diametru de cate 4 mm. Corpul conductorilor este realizat prin rasucirea impreuna a toroanelor care sunt realizate din cupru electrotehnic litat si avand o lungime de 600mm. Dupa rasucire, corpul conductoarelor este lipit prin cositorire, de conectorii de capat in interiorul locasului de lipire practicat axial in conectori. Dupa lipire, conductorii de cupru sunt izolati electric prin tragerea unei camasi tubulare de izolare din fibra de sticla peste conductorul de cupru (fig.13).

9

Fig.11. Conductori de cupru de 300A, L = 600mm, 4 x 120 x 0.1 mm2 .

Fig. 12. Conectorii pentru conductori de cupru.

Fig.13. Conductori / trese flexibile de 300A, asamblati.

Conductorii HTS Conductorii HTS (fig. 14-20) au o structura complexa, fiind alcatuiti ca si cei de cupru, din doua parti principale:

conectorii de capat, realizati din cupru masiv si corpul conductorului. Corpul conductorului, la randul sau, are doua parti constitutive: conductorul HTS propriuzis si carcasa de protectie realizata din otel inox nemagnetic (austenitic).

In fig.14 sunt redati conectorii de cupru, in fig.16, conductorii HTS (banda HTS de tip YBCO – fig.15), iar in fig.17 sunt redate corpurile exterioare de protectie din otel inox.

Realizarea acestor conectori a necesitat operatiuni mecanice de executie: strunjire, frezare, gaurire si finisare. Astfel, din bara de cupru masiv, au fost debitate partile care au devenit conectori de capat prin operatii de strunjire, frezare, gaurire si finisare. Fiecare conector, are o parte plata de 60mm lungime si 2 mm grosime, pentru lipirea ulterioara a conductorului HTS.

Conductorii HTS (fig.16) sunt realizati din banda HTS de 12mm latime, realizata de firma SuperOx. Au fost taiati la o lungime de 20mm fiecare. Capetele benzii HTS, au fost acoperite cu aliaj de In+Ag pe o lungime de 60mm, pe partea cu materialul HTS. De asemeni, partea plata a conectorilor de capat a fost acoperita cu aliaj In+Ag cu ajutorul unui letcon de putere (250W). Conductorii HTS au fost apoi lipiti de conectorii de cupru, pe partea plata a acestora cu letconul, la o temperatura de 240ºC. In timpul lipirii, banda HTS a fost presata de conectorul de cupru pentru obtinerea unei lipituri cu rezistivitate mica (~ μΩ ) (fig.19).

Conectorii de capat sunt lipiti de banda HTS, care este apoi introdusa in carcasa de protectie (fig. 17-18), si dupa rigidizarea conectorilor de carcasa de otel inox prin utilizarea rasinii epoxidice de temperaturi joase (Epotek), sunt izolati electric cu teflon (fig.20).

Fig.14. Conectori pentru conductorii HTS 300A.

Fig.15. Banda supraconductoare HTS SuperOx.

Fig.16. Banda supraconductoare HTS pentru conductori.

10

Fig.17. Carcasa pentru conductorii HTS

Fig.18. Carcasa + conectorii pentru conductorii HTS

Fig.19. Conductorii HTS + conectorii (lipiti).

Fig.20.Conductorii HTS asamblati.

Conductorii HTS sunt necesari pentru limitarea fluxului termic provenind de la conductorii de cupru. Datorita sectiunii mici (2.4 mm2) si a conductivitatii termice mult mai mici decat a cuprului, acesti conductori HTS sunt ideali pentru jonctionarea electrica a bobinelor supraconductoare. Acesti conductori HTS sunt suntati termic la capatul rece de 4,2 K al crioracitorului.

Caracteristicile acestor conductori sunt: Tabel 1.

Caracteristici Conductor U.M. Tip conductor Cupru HTS Lungime 60 30 cm Diametru conductor

12 - mm

Latime banda - 12 mm Curent maxim 300 300 A nr. conductori 4 1 Buc. Rezistenta electrica

50 0,85* µΩ

*rezistenta electrica a jonctiunilor Cu-HTS masurata la temperatura de 77K. Asamblarea conectorilor hibrizi Conectorii hibrizi au fost asamblati in interiorul criostatului, astfel incat partea de cupru leaga trecerile de curent

de partea HTS a conductorilor hibrizi. Celalalt capat al conductorului de cupru este cuplat termic la capul rece de 50K al crioacitorului prin intermediul unui suport de cupru (sunt termic) si in acelasi timp, cuplat electric la conectorul de cupru al conductorului HTS. Acesta este realizat din banda de cupru cu grosime de 0,5mm si latime de 30mm. Celalalt conector al conductorului de cupru este cuplat electric la conectorul de cupru al bobinelor supraconductoare si cuplat termic la capatul rece de 4,2 K al crioracitorului. Cuplarea termica se face prin intermediul unui suport- sunt termic identic cu cel pentru 50K. Astfel, conductorii hibrizi pentru alimentarea bobinelor supraconductoare sunt ancorati termic de crioracitor.

In cadrul etapei I/2014 au fost realizate:

- executia criostatului bobinelor supraconductoare HTS. Au fost executate partile componente si apoi asamblate

impreuna pentru obtinerea criostatului. - executia conductorilor hibrizi de alimentare electrica a bobinelor HTS. Au fost execuatate partile componente

ale conductorilor de cupru si a celor HTS si apoi asamblate impreuna pentru a se obtine conductorii hibrizi. - Au fost asamblati conductorii hibrizi in interiorul criostatului.

11

Pentru faza II/2014 „Elaborare desene de executie bobine supraconductoare multipolare cu geometrie cilindrica si elaborare desene de executie a dispozitivelor de asamblare a acestora, pentru acceleratoare de particule” au fost indeplinite urmatoarele obiective: Obiectiv1. Elaborare desene de executie bobine supraconductoare multipolare cu geometrie cilindrica. Obiectiv2. Elaborare desene de executie pentru dispozitive de montaj a bobinelor supraconductoare.

In urma unui studiu teoretic sustinut de 3 referinte bibliografice au fost realizate urmatoarele:

1. Elaborare desene de executie bobine supraconductoare multipolare cu geometrie cilindrica Au fost elaboarate desenele de executie pentru bobinele supraconductoare dipolara, cuadrupolara si sextupolare. Caracteristicile principale ale acestora sunt prezentate in tabelul 2.

Tabel 2.

Bobina/caracteristica Dipolara Cuadripolara Sextupolara1 Sextupolara2 Nr. bobine 2 4 6 6 Nr. spire/bobina 68x2 83x4 56x6 55x6 Dimensiuni 187.6x183.5

mm 310x305.9 mm

310x149.2 mm

310x100.7 mm

310x98.2 mm

Lungime fir/bobina multipolara

212 m 220.2 m 218 m 217 m

Material supraconductor

NbTi, 0.6 mm

NbTi, 0.6 mm

NbTi, 0.6 mm

NbTi, 0.6 mm

Bobina dipolara (ansamblu desen de executie nr. BD-0) In fig.21. este prezentata bobina supraconductoare in forma finala cilindrica, impreuna cu forma planara si distributia unghiulara a bobinajului.

Forma planara a dipolului

Forma cilindrica a dipolului

Distributia unghiulara a bobinajului dipolar

Fig.21. Bobina dipolara

Bobina cuadrupolara (ansamblu desen de executie nr. BQ-0) este prezentata in fig.22.

12

Forma planara a cuadripolului

Forma cilindrica a cuadripolului Distributia unghiulara a bobinajului cuadripolar

Fig.22. Bobina cuadripolara

Bobina sextupolara I si II (desene de executie nr. BS I-0 si BS II-0 ) sunt prezentate in fig.23. si 24.

Forma planara a sextupolului

Forma cilindrica a sextupolului Distributia unghiulara a bobinajului sextupolar

Fig.23. Bobina sextupolara I

Forma planara a sextupolului

Forma cilindrica a sextupolului

Distributia unghiulara a bobinajului sextupolar

Fig.24. Bobina sextupolara II

2. Elaborare desene de executie pentru dispozitive de asamblare a bobinelor supraconductoare

2.1. Dispozitive de realizare bobine supraconductoare multipolare

Se refera la dispozitivul de realizare a bobinajelor supraconductoare multipolare (dipolar, cuadripolar si sextupolare) in varianta planara(fig. 25.)

13

Fig.25. Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare (1. Sistem rotativ cu placa de baza; 2. Sistemul de tensionare a sarmei;3. Mosorul cu sarma supraconductoare)

- Dispozitiv de realizare bobina supraconductoare dipolara (ansamblu

desen de executie nr. DBSD-00)

- Dispozitiv de realizare bobina supraconductoare cuadripolara

(ansamblu desen de executie nr. DUBQ-00)

- Dispozitiv de realizare bobina supraconductoare sextupolara I

(ansamblu desen de executie nr. DUBS I-00)

- Dispozitiv de realizare bobina supraconductoare sextupolara II

(ansamblul desen de executie nr. DUBS II-00

Dispozitivele mai sus enumerate, au fiecare, urmatoarea componenta:

I. sistem de sustinere si reglare pe verticala a mosorului de sarma supraconductoare II. sistem de ghidare, tensionare si reglare pe verticala a firului de sarma

III. sistemul de infasurare a bobinei in jurul suportului de textolit (care da si forma bobinei) alcatuit la randul lui din: 1. placa de sustinere a dispozitivului propriu-zis, care are si rol de a asigura infasurarea uniforma a spirelor bobinei 2. placa de baza, care are rolul de a sustine sabloanele de realizare a bobinelor 3. placa sablon 4. placa sablon ajutatoare, pentru vizualizarea modului de infasurare a spirelor bobinei 5. prezoane de ghidare si strangere a placilor sablon pe placa de baza a dispozitivului 6. sistem de lagaruire a placii de sustinere care asigura rotirea usoara a intregului ansamblu de dispozitiv 7. suport bobina 2.2. Dispozitiv de asamblare bobine supraconductoare multipolare

Acest dispozitiv (ansamblu desen de executie nr. DUB-0) , are rolul de a realiza formatarea cilindrica a bobinajelor supraconductoare realizate initial in forma planara si asamblarea lor impreuna pe acelasi suport (fig.26).

14

Fig.26. Dispozitiv de asamblare bobine supraconductoare multipolare (1. Corp dispozitiv; 2. Flansa de ghidare

montaj;3- Manivela dispozitiv) In acelasi timp, dispozitivul permite asezarea fiecarui tip de bobinaj la anumite unghiuri unele fata de celelalte,

astfel incat sa existe o distribuire unghiulara a acestor bobine pe circumferinta bobinelor multipolare. Acest dispozitiv este actionat manual, si este alcatuit dintr-un corp cilindric asezat orizontal care poate fi rotit in jurul axei sale. Pe acest corp cilindric se aseaza bobinele multipolare, care sunt asezate una cate una pe dispozitiv, a.i. sa fie fixate echidistant pe periferia corpului cilindric. Va rezulta astfel un sistem de bobine supraconductoare multipolare in forma cilindrica, cu o distributie unghiulara a fiecarui bobinaj multipolar, pe circumferinta cilindrului.

Din lucrarile executate au rezultat: A.Desene de executie pentru bobine supraconductoare multipolare cu geometrie cilindrica, respectiv pentru: bobina dipolara, conform desen de executie ICPE-CA BD-0 bobina cuadripolara, conform desen de executie ICPE-CA BQ-0 bobina sextupolara I, conform desen de executie ICPE-CA BS-I-0 bobina sextupolara II, conform desen de executie ICPE-CA BS-II-0

B. Desene de executie pentru dispozitivele de realizare si asamblare a bobinelor supraconductoare, astfel: B1. Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare, alcatuit din: sistem de sustinere si reglare pe verticala a mosorului de sarma supraconductoare. sistem de ghidare, tensionare si reglare pe verticala a firului de sarma. sistemul de infasurare a bobinei in jurul suportului de textolit (care da si forma bobinei), alcatuit la

randul lui din: B2. Dispozitiv asamblare bobine supraconductoare, alcatuit din:

suport dispozitiv flanse de ghidare montaj Corp montaj bobine Sistemul rotativ cu manivela

Pentru faza III/2014 „Executie dispozitive de realizare bobine supraconductoare cu geometrie cilindrica” au fost indeplinite urmatoarele obiective:

O1. Executie dispozitiv de realizare bobine supraconductoare multipolare NbTi, in geometrie plana O2. Executie dispozitiv de asamblare in geometrie cilindrica a bobinelor supraconductoare

multipolare NbTi

Realizare dispozitive 1. Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare in forma planara (Fig. 27 si Fig. 28)

Modul de lucru pentru execuţia dispozitivului de realizare bobine supraconductoare multipolare, cod

proiect DBS – 00

15

Fig. 27. Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare in forma planara, vedere de sus

Fig. 28. Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare in forma planara, vedere laterala

1.1. Placa sustinere dispozitiv, cod desen DBBS – 1.1., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executata prin:

debitare cu aparat de sudura cu plasma strunjire pe Strung automat CNC tip “elveţian”, DIAMOND 12, fabricat în Taiwan, an de fabricaţie

2007, frezare pe Centru de prelucrare cu comandă numerică de înaltă precizie, în cinci axe - tip KERN

Micro,fabricat in Germania,an de fabricaţie 2007, şi prezentat în Fig. 29:

Fig. 29. Placa sustinere dispozitiv

1.2. Placa suport sabloane, cod desen DBBS – 1.2., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:


2007,

16

frezare pe Centru de prelucrare cu comandă numerică de înaltă precizie, în cinci axe - tip KERN Micro, fabricat in Germania, an de fabricaţie 2007,

şi prezentat în Fig. 30:

Fig. 30. Placa suport sabloane

1.3. Ax central, cod desen DBBS – 1.3., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:

debitare pe Strung automat CNC tip “elveţian”, DIAMOND 12, fabricat în Taiwan, an de fabricaţie 2007,

strunjire pe Strung automat CNC tip “elveţian”, DIAMOND 12, fabricat în Taiwan, an de fabricaţie 2007,


Fig. 31. Ax central

1.4. Carcasa lagaruire, cod desen DBBS – 1.4., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:



frezare pe Centru de prelucrare cu comandă numerică de înaltă precizie, în cinci axe - tip KERN Micro,fabricat in Germania,an de fabricaţie 2007,


17

Fig. 32. Carcasa lagaruire

1.5. Prezon, cod desen DBBS – 1.5., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:




Fig. 33. Prezon

1.6. Placa de baza, cod desen DBBS – 1.6., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:

debitare cu aparat de sudura cu plasma frezare pe Centru de prelucrare cu comandă numerică de înaltă precizie, în cinci axe - tip KERN


Fig. 34. Placa de baza

18

1.7. Placi de executie bobinaje, cod desen DBBS – 1.6., material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:



a. Quadrupol/sextupol b. Dipol

Fig. 35. Placi de executie bobinaje

2. Dispozitiv de asamblare bobine in forma cilindrica

Modul de lucru pentru execuţia dispozitivului de asamblare bobine supraconductoare multipolare, cod proiect DUB – 0, Fig. 36:

Fig. 36. Dispozitiv de asamblare bobine in forma cilindrica

Conform proiectului DUB - 0, prezentat în faza anterioara, s-au executat următoarele componente ale acestui

dispozitiv: 2.1. Flansa, cod desen DUB – 1, material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:




19

Fig. 37. Flansa

2.2. Ax, cod desen DUB – 2, material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:

debitare cu fierastrau alternativ FA strunjire pe Strung automat CNC tip “elveţian”, DIAMOND 12, fabricat în Taiwan, an de fabricaţie



Fig. 38. Ax

2.3. Placa verticala, cod desen DUB – 3, material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:



20

Fig. 39. Placa verticala

2.4. Capac rulmenti, cod desen DUB – 4, material duraluminiu, STAS EN – AW – 2024 ALCU4MG1, executat prin:



frezare pe Centru de prelucrare cu comandă numerică de înaltă precizie, în cinci axe - tip KERN Micro,fabricat in Germania,an de fabricaţie 2007,


Fig. 40. Capac rulmenti

2.5. Subansamblu maner, cod desen DUB – 5.0, material duraluminiu, STAS EN – AW – 2024 ALCU4MG1, executat prin:


frezare pe Centru de prelucrare cu comandă numerică de înaltă precizie, în cinci axe - tip KERN Micro,fabricat in Germania, an de fabricaţie 2007,



21

Fig. 41. Subansamblu maner

2.6. Bucsa I, cod desen DUB – 7, material duraluminiu, STAS EN – AW – 2024 ALCU4MG1, executat prin:



2.7. Saiba, cod desen DUB – 9, material duraluminiu, STAS EN – AW – 2024 ALCU4MG1, executat prin:



2.8. Bucsa II, cod desen DUB – 10, material duraluminiu, STAS EN – AW – 2024 ALCU4MG1, executat prin:



2.9. Placa orizontala, cod desen DUB – 14, material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:


Micro, fabricat in Germania, an de fabricaţie 2007, şi prezentat în Fig. 42:

Fig. 42. Placa orizontala

22

2.10. Nervura, cod desen DUB – 15, material OLC45, STAS 880/2 – 88, executat prin:


Micro, fabricat in Germania, an de fabricaţie 2007, şi prezentat în Fig. 43:

Fig. 43. Nervura

Din lucrarile executate au rezultat:

A1. Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare, alcatuit din: sistem de sustinere si reglare pe verticala a mosorului de sarma supraconductoare. sistem de ghidare, tensionare si reglare pe verticala a firului de sarma. sistemul de infasurare a bobinei in jurul suportului de textolit (care da si forma bobinei), alcatuit la

randul lui din:

placa de sustinere a dispozitivului propriu-zis, care are si rol de a asigura infasurarea uniforma a spirelor bobinei.

placa de baza, care are rolul de a sustine sabloanele de realizare a bobinelor. placa sablon. placa sablon ajutatoare, pentru vizualizarea modului de infasurare a spirelor bobinei. prezoane de ghidare si strangere a placilor sablon pe placa de baza a dispozitivului. sistem de lagaruire a placii de sustinere care asigura rotirea usoara a intregului ansamblu de

dispozitiv. suport bobina.

A2. Dispozitiv asamblare bobine supraconductoare, alcatuit din:

suport dispozitiv flanse de ghidare montaj Corp montaj bobine Sistemul rotativ cu manivela

Pentru faza IV/2014 „Executie bobine supraconductoare dipolare si sextupolare in forma planara. Asamblarea acestora in forma cilindrica” au fost indeplinite urmatoarele obiective:

Obiectiv 1. Executie bobine supraconductoare dipolare si sextupolare in forma planara. Asamblarea acestora in forma cilindrica

23

Descrierea tipurilor de bobinaje

Tabel 3. Caracteristicile bobinelor Bobina/caracteristica Dipolara Sextupolara Nr. bobine 2 6 Nr. spire/bobina 68x2 56x6 Dimensiuni 187.6x183.5 mm

310x305.9 mm 310x100.7 mm

Lungime fir/bobina multipolara 212 m 218 m

Material supraconductor NbTi, 0.55 mm

NbTi, 0.55 mm

Fig.44. Forma planara a dipolului Fig.45. Forma planara a sextupolului A. Bobina supraconductoare dipolara in forma planara Dispozitivele si materialele folosite la realizarea bobinei dipolare au fost: - Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare: proiect de executie DBBS-0.0 - Etuva VOTSCH Industrietehnik VC 4018 – Germania - Menghine de mana tip G 300 - Ulei siliconic BERUSIL SM 500 produs de firma Carl Bechem GMBH, Germania - Folie teflon grosime 0.3mm - Folie polietilena termoplasta grosime 0.3mm - Sticlotextolit grosime 0.6mm - Adeziv cu uscare rapida Super Glue produs de firma Bison International, Olanda - Sarma supraconductoare din NbTi, diametru 0.55mm. Procesul tehnologic (procedura de lucru) a fost: Operatia 1. Fixarea mosorului de sarma supraconductoare in dispozitivul de realizare si calibrarea tensiunii in fir cu ajutorul intinzatorului tip TCLL-X Operatia 2. Montarea placii 2P, desen de executie DBS-13, pe placa de baza a dispozitivului de realizare a bobinelor, proiect de executie DBBS-1.1.0 Operatia 3.Ungerea placii 2P cu ulei siliconic. Operatia 4. Acoperirea placii 2P cu folie de teflon. Operatia 5. Acoperirea placii 2P cu folie de polietilena termoplasta. Operatia 6. Lipirea cu adeziv a sticlotextolitului - Placuta dipol 1, desen de executie BD-1 pe folia de polietilena termoplasta Operatia 7. Realizarea primei infasurari a bobinei supraconductoare. Primele 3 (trei) spire au fost lipite „spira cu spira”.

24

Operatia 8. Lipirea cu adeziv a sticlotextolitului - Placuta dipol 2, desen de executie BD-2 pe folia de polietilena termoplasta Operatia 9. Realizarea celei de-a doua infasurari a bobinei supraconductoare. Primele 3 (trei) spire au fost lipite „spira cu spira”. Operatia 10. Pentru realizarea celei de-a trei infasurari s-a montat o alta placa 2P, desen de executie DBS-13, deasupra celor doua infasurari deja realizate. Initial aceasta placa a fost acoperita cu o folie de polietilena termoplasta. Operatia 11. Ungerea celei de-a doua placi 2P cu ulei siliconic. Operatia 12. Acoperirea celei de-a doua placi 2P cu folie de teflon. Operatia 13. Acoperirea celei de-a doua placi 2P cu folie de polietilena termoplasta. Operatia 14. Lipirea cu adeziv a sticlotextolitului - Placuta dipol 1, desen de executie BD-1 pe folia de polietilena termoplasta Operatia 15. Realizarea celei de a treia infasurari a bobinei supraconductoare Primele 3 (trei) spire au fost lipite „spira cu spira”. Operatia 16. Lipirea cu adeziv a sticlotextolitului - Placuta dipol 2, desen de executie BD-2 pe folia de polietilena termoplasta. Operatia 17. Realizarea celei de-a patra infasurari a bobinei supraconductoare Primele 3 (trei) spire au fost lipite „spira cu spira”. Cele patru infasurari au fost executate in fir continuu. Operatia 18. Presarea prin strangere a celor 4 infasurari ale bobinei supraconductoare cu ajutorul a sase (6) menghine de mana. Operatia 19. Introducerea intregului ansamblu in etuva si mentinerea acestuia la temperatura de 140 C timp de 3 ore. Operatia 20. Racirea lenta a ansamblului pana la temperatura ambianta. Operatia 21. Depresarea celor patru infasurari prin indepartarea celor sase menghine de mana si extragerea bobinei dipolare in forma plana.

Fig.46. Bobina supraconductoare dipolara

B. Bobina supraconductoare sextupolara in forma planara

Dispozitivele si materialele folosite la realizarea bobinei sextupolare au fost: - Dispozitiv de realizare bobine supraconductoare: proiect de executie DBBS-0.0 - Etuva VOTSCH Industrietehnik VC 4018 – Germania - Menghine de mana tip G 300 - Ulei siliconic BERUSIL SM 500 produs de firma Carl Bechem GMBH, Germania - Folie teflon grosime 0.3mm - Folie polietilena termoplasta grosime 0.3mm - Sticlotextolit grosime 0.6mm - Adeziv cu uscare rapida Super Glue produs de firma Bison International, Olanda - Sarma supraconductoare din NbTi, diametru 0.55mm. Procesul tehnologic (procedura de lucru) a fost:

25

Operatia 1. Fixarea mosorului de sarma supraconductoare in dispozitivul de realizare si calibrarea tensiunii in fir cu ajutorul intinzatorului tip TCLL-X Operatia 2. Montarea placii 6P, desen de executie DBS-12, pe placa de baza a dispozitivului de realizare a bobinelor, proiect de executie DBBS-1.1.0

Operatia 3. Ungerea placii 6P cu ulei siliconic. Operatia 4. Acoperirea placii 6P cu folie de teflon. Operatia 5. Acoperirea placii 6P cu folie de polietilena termoplasta. Operatia 6. Lipirea cu adeziv a sticlotextolitului - Placuta sextupol, desen de executie BS I-2 pe folia de polietilena termoplasta

Operatia 7. Realizarea primei infasurari a bobinei supraconductoare. Primele 3 (trei) spire au fost lipite „spira cu spira”.

Operatia 8. Pentru realizarea celei de-a doua infasurari s-a montat o alta placa 6P, desen de executie DBS-12, deasupra celor doua infasurari deja realizate. Initial aceasta placa a fost acoperita cu o folie de polietilena termoplasta.

Operatia 9. Ungerea celei de-a doua placi 6P cu ulei siliconic. Operatia 10. Acoperirea celei de-a doua placi 6P cu folie de teflon. Operatia 11. Acoperirea celei de-a doua placi 6P cu folie de polietilena termoplasta. Operatia 12. Lipirea cu adeziv a sticlotextolitului - Placuta sextupol , desen de executie BS I-2 pe folia de polietilena termoplasta Operatia 13. Realizarea celei de a doua infasurari a bobinei supraconductoare Primele 3 (trei) spire au fost lipite „spira cu spira”. Observatie: Procedura se repeta pana la realizarea a sase (6) infasurari. Cele sase infasurari au fost executate in fir continuu.

Operatia 14. Presarea prin strangere a celor 6 infasurari ale bobinei supraconductoare cu ajutorul a sase (6) menghine de mana.

Operatia 15. Introducerea intregului ansamblu in etuva si mentinerea acestuia la temperatura de 140 C timp de 3 ore. Operatia 16. Racirea lenta a ansamblului pana la temperatura ambianta.

Operatia 17. Depresarea celor sase infasurari prin indepartarea celor sase menghine de mana si extragerea bobinei sextupolare in forma plana.

Fig. 47. Bobina supraconductoare sextupolara

C. Asamblarea bobinelor supraconductoare dipolare si sextupolare in forma cilindrica

Dispozitivele si materialele folosite la realizarea bobinelor in forma cilindrica au fost:

- Dispozitiv de asamblare bobine supraconductoare: proiect de executie DUB-0 - Ulei siliconic BERUSIL SM 500 produs de firma Carl Bechem GMBH, Germania - Folie teflon grosime 0.3mm - Sticlotextolit grosime 0.8mm - Pluta autoadeziva grosime 0.5mm - Adeziv cu uscare rapida Super Glue produs de firma Bison International, Olanda - Banda de fretare din fibra de sticla

26

Procesul tehnologic (procedura de lucru) a fost: Operatia 1. Montarea dornului cilindric (diam. 186mm) in dispozitivul de asamblare. Operatia 2. Ungerea dornului cu ulei siliconic.

Operatia 3.Acoperirea dornului astfel uns cu o folie de teflon. Operatia 4. Montarea si rularea sticlotextolitului. Operatia 5. Aplicarea adezivului cu uscare rapida pe sticlotextolit. Operatia 6. Asamblarea bobinei dipolare pe sticlotextolit, prin strangerea progresiva cu ajutorul bridelor si

inelelor de strangere. Operatia 6. Asamblarea bobinei sixtupolare peste bobina dipolara, prin strangerea progresiva cu ajutorul

bridelor si inelelor de strangere. Operatia 7. Aplicarea benzii de fretare din fibra de sticla peste cele doua bobine asamblate si uscarea lenta a

ansamblului la temperatura ambianta.

Fig. 48. Geometrie cilindrica a bobinelor dipolara si sextupolara

Din lucrarile executate au rezultat:

1. Executia bobinelor supraconductoare dipolara si sextupolara in varianta planara, Fig. 47. 2. Executia in geometrie cilindrica a bobinelor dipolara si sextupolara si asamblarea acestora, Fig. 48. Caracteristicile acestora sunt: - lungime bobine 310 mm - diametru cilindric de asamblare 186 mm - numar de spire bobina dipolara: 68 - numar de spire bobina sextupolara: 56 - lungime conductor bobina dipolara: 212 m - lungime conductor bobina sextupolara: 218 m

In cadrul lucrarii PN09350103 Faza 1 - Magneţi permanenţi cu conţinut redus de pământuri rare; Obţinerea şi caracterizarea nanofirelor compozite ZnO/CNT/PAN realizate prin electrospinare; Materiale hibride Oţel/Carbon pentru aplicaţii de temperatură ridicată O1. Realizare de structuri micronice/nanometrice pentru realizare de model experimental de magneţi permanenţi

- Realizare de microfire de diferite compoziţii cu conţinut redus de pământuri rare - Realizare de microfire de diferite compoziţii fără pământuri rare - Caracterizare structurală şi magnetică a structurilor obţinute

O2. Studiu experimental preliminar pentru obţinerea pulberilor nanostructurate de oxid de zinc şi a soluţiilor de PAN pretabile pentru electrofilare

- Obţinerea oxid de zinc nanostructurat - Obţinerea soluţiilor de PAN pretabile pentru electrofilare

27

O3. Realizare şi caracterizare modele experimentale planare de materiale hibride Oţel/Carbon pentru aplicaţii de temperatură ridicată (maxim 1000°C)

- Funcţionalizare suport din oţel pentru realizarea materialelor hibride oţel/carbon - Realizarea modelelor experimentale planare de materiale hibride Oţel/Carbon pentru aplicaţii de temperatură ridicată (maxim 1000°C) - Caracterizarea materialelor hibride Oţel/Carbon din punct de vedere structural şi tribologic

Faza 2 - Obţinerea şi caracterizarea nanofibrelor compozite PAN/CNT realizate prin electrofilare O1. Obţinere de soluţii polimerice PAN şi PAN/CNT. Încercări preliminare de obţinere fibre polimerice compozite PAN/CNT prin electrofilare

- Obţinere soluţii polimerice PAN de diverse compoziţii - Obţinere soluţii polimerice compozite PAN/CNT - Realizare fibre polimerice prin electrofilare din soluţiile obţinute; - Studiul influenţei parametrilor de proces (vâscozitatea soluţiei, debitul soluţiei injectate, tensiune aplicată)

Faza 3 - Fibre polimerice compozite ZnO/PAN; Materiale hibride Oţel/DLC O1. Încercări preliminare de obţinere fibre polimerice compozite ZnO/PAN prin electrofilare pentru absorbţie UV

- Realizarea fibrei polimerice compozite prin electrofilare utilizând suspensii omogene de PAN / ZnO nanostructurat (0,5-1% ZnO în soluţii de PAN de concentraţii 5-10%) - Realizarea fibrei compozite polimerice PAN/ZnO acoperite cu ZnO - Obţinere de fibre polimere cu absorbţie UV cuprinsă între 30-80%

O2. Realizare şi caracterizare modele experimentale planare de materiale hibride oţel/DLC cu proprietăţi mecanice şi tribologice îmbunătăţite (HVmed = 4500 ± 600; Emed = 570 ± 85 GPa; Forţa critică la zgâriere < 10 N; µmed ≤ 0,7; viteza de uzură < 3x10-5mm3/Nm)

- Realizare modele experimentale optimizate prin depunere DLC prin varierea tensiunii negative pe probe; - Caracterizare microstructurală (SEM), tribologică (rugozitate, coeficient de frecare, viteza de uzură) şi mecanică (teste de zgâriere, nanoindentare) a modelelor experimentale optimizate.

Faza 4 - Realizare şi caracterizare modele experimentale de magnet permanent pe bază de structuri micronice/nanometrice O1. Realizare şi caracterizare structurală şi magnetică de model experimental de magnet permanent pe bază de structuri micronice/nanometrice; Realizare model experimental

- Caracterizare structurală; - Caracterizare magnetică (Br = min 0,5 T; Hc = min 10 KA/m; produs energetic minim (BxH)max = 2 kJ/m3)

Faza 5 - Realizare de modele experimentale de magneţi permanenţi pe bază de aliaje fără pământuri rare. Studiu experimental preliminar pentru obţinerea nanofirelor compozite ZnO/CNT/PAN realizate prin electrofilare. Plăci/benzi din oţel nanostructurat obţinute prin procedee de cristalizare din precursori amorfi. Straturi polimerice micro/nanofibroase obţinute prin electrofilare O1. Realizare de modele experimentale de magneţi permanenţi pe bază de aliaje fără pământuri rare

- Caracterizare structurală - Caracterizare magnetică

O2. Obţinerea şi caracterizarea soluţiilor în sisteme complexe ZnO/CNT/PAN. Obţinerea şi caracterizarea nanofibrelor compozite ZnO/CNT/PAN realizate prin electrofilare O3. Studiu privind alegerea compoziţiei chimice pretabile pentru amorfizare

- Identificarea tehnologiilor de obţinere a materialului amorf şi stabilirea parametrilor de proces - Experimentări preliminare de obţinere precursori amorfi şi caracterizarea acestora (XRD, DSC, SEM)

O4. Studiu documentar privind filtrele pe bază de nanostructuri fibroase pentru aplicaţii de filtrare a aerului şi/sau soluţiilor

- Studiu privind configuraţia filtrelor (substrat, strat nanofibros, tipuri de polimeri, grupări funcţionale) - Încercări preliminare de obţinere de straturi polimerice micro/nanofibroase prin electrofilare pe diverse substraturi

Faza 6 – Realizare de model experimental de magnet permanent pe baza de microfire feromagnetice. Nanostructuri fibroase obţinute prin electrofilare pentru filtrare fluide. Oţeluri nanostructurate obţinute din precursori amorfi.

28

O1. Studiul factorului de umplere cu microfire asupra proprietăţilor magnetice - Modele experimental de magnet permanent pe bază de microfire feromagnetice - Rapoarte de încercare - Studiu privind influenţa factorului de umplere cu microfire asupra proprietăţilor magnetice

O2. Model experimental de straturi polimerice micro/nanofibroase depuse pe substrat textil. Caracterizare preliminară - Modele experimentale de straturi polimerice depuse pe substrat textil - Rapoarte de încercare

O3. Creşterea gradului de amorfizare a precursorilor amorfi. - Realizare materiale prin tehnologii de solidificare rapidă – solidificare pe tambur rotitor - Caracterizare materiale obţinute (XRD, mecanice, DSC) - Tratamente mecanice aplicate materialelor obţinute pentru îmbunătăţirea ductilităţii – sablare, laminare la rece

In cadrul temei PN09350201: Proiectare model optimizat de sistem cu volant pentru aplicaţie de tip UPS (500W, 12.000 rot/min, timp de 360sec.)

Tema de proiectare: Proiectarea unei maşini electrice ce deserveşte sistemul cu volant pentru aplicaţii tip UPS, cu următoarele caracteristici:

- puterea nominală: 2200 W; - numărul de faze: mf = 3. - tensiunea de alimentare la borne: 3x230 V, - factorul de putere: cos φ =1; - frecvenţa tensiunii de alimentare a maşinii electrice: f = 200 Hz; - turaţia nominală: 12000rpm; - poziţia de funcţionare: în construcţie verticală, normală cu întrefier radial (armături cilindrice concentrice, cu

rotorul interior şi statorul exterior); - inductorul este prevăzut cu magneţi permanenţi din NdFeB şi colivie rotorică în scurtcircuit. - clasa de izolaţie: F - mod de răcire: conducţie şi radiaţie - grad de protecţie: IP 65

Caracteristicile maşinii electrice au fost alese având în vedere parametrii electromecanici pe care trebuie să îi asigure în funcţionare, în regim normal de lucru.

Simularea funcţionarii maşinii electrice: Validarea calcului analitic, optimizarea şi simularea funcţionării maşinii electrice s-a realizat cu programul de calcul numeric cu elemente finite FLUX / 2D.

Pentru a putea efectua simularea si optimizarea maşinii electrice s-au parcurs următoarele etape, după cum urmează:

- definirea tipului de problemei: regim magnetic tranzitoriu; - descrierea geometriei transversale a maşinii electrice in AUTO Cad si importarea acesteia in programul de calcul

cu elemente finite FLUX / 2D, conform figurii 1.2, - atribuirea fiecărei suprafeţe a unui tip de material, caracteristicile electrice şi magnetice ale acestuia, declararea

elementelor fixe si a celor aflate in mişcare de rotaţie, conform figurii 1.3.; - în figura 1.4 se prezintă modul de atribuire a valorilor elementelor din circuitul echivalent al maşinii electrice

(rezistenta şi inductivitatea capetelor frontale ale înfăşurării, numărul de spire pe crestătură si natura acestora - laturi de ducere / de întoarcere, rezistentele si inductivităţile inelelor de scurtcircuitare).

29

Fig. 1.2. Descrierea geometriei transversale Fig. 1.3. Atribuirea tipurilor de material a maşinii electrice pentru fiecare regiune din geometria transversal

Fig. 1.4. Modul de atribuire a valorilor Fig. 1.5. Circuitului electric echivalent al elementelor din circuitul echivalent al ME maşinii electrice

Fig. 1.6. Descrierea scenariului de calcul Fig. 1.7. Distribuţia liniilor de câmp şi a inducţiei

magnetice din geometria transversală a maşinii electrice

• descrierea circuitului electric echivalent al maşinii electrice şi atribuirea de valori acestora este data in figura 1.5. - descrierea unui scenariu de calcul pentru un regim de funcţionare este prezentata în figura 1.6:

30

- calculul numeric efectiv: s-a realizat în urma rulării programului de calcul cu element finit, - analiza rezultatelor de calcul si trasarea variaţiei în timp a mărimilor electrice ce sunt urmărite sunt prezentate in continuare, pe baza rezultatelor de calcul cu elemente finite (figura 1.7, ...1.13.)

După cum se poate observa si din figura de mai sus, in ceea ce priveşte rezultatelor de câmp magnetic din geometria transversala a maşinii electrice, pentru verificarea valorilor admise pentru inducţia magnetica, se afişează si se utilizează o rigla semitransparentă numeric - culoare.

De asemenea, se constata ca reacţia transversala a indusului nu reuşeşte să demagnetizeze magneţii permanenţi din circuitul rotoric, ceea ce asigură stabilitatea funcţionarii maşinii electrice şi asigurarea parametrilor electrici si mecanici solicitaţi.

Cu ajutorul acesteia se poate cunoaşte valoarea acestora cât şi traseul parcurs.

Fig. 1.8 Variaţia inducţiei magnetice în întrefier Fig. 1.9 Amplitudinea şi ordinul armonicilor a

inducţiei magnetice în întrefier În figura 1.8 se prezintă variaţia inducţiei magnetice din întrefier, pe zona ocupata de o pereche de poli. Se

observa faptul ca în dreptul crestaturilor statorice are loc o scădere drastică a inducţiei din întrefier, datorită modificării reluctanţei magnetice din această zonă.

În figura 1.9 se reprezintă amplitudinea si ordinal armonicelor corespunzătoare analizei Fourier a inducţiei magnetice din întrefier.

Valoarea fundamentalei se constata ca este redusa, tocmai din cauza existentei crestaturilor. După cum se constata din analiza curbelor din figurile 1.10 si 1.12, amplitudinea tensiunilor si curenţilor

absorbiţi de maşina electrică se modifica în timp, aceasta datorându-se masei inerţiale deosebit de ridicate, care modulează, chiar şi pentru un scurt timp, amplitudinea acestor curbe.

Fig. 1.10. Variaţia în funcţie de timp a tensiunii Figura 1.11. Analiza Fourier a variaţiei de alimentare a maşinii electrice, pe cele trei faze. tensiunii de alimentare a maşinii electrice În fig. 1.11. este prezentata analiza Fourier a variaţiei tensiunii de alimentare a maşinii electrice În fig. 1.13. este prezentată analiza Fourier a variaţiei curentilor de alimentare a maşinii electrice.

31

Fig. 1.12. Variaţia în timp a curentului absorbit Fig. 1.13. Analiza Fourier a variaţiei curenţilor

de maşina electrică de alimentare a maşinii electrice În figura 1.14, se-a reprezentat modul în care a variat turaţia, respectiv cuplul la axul maşinii electrice în

următoare situaţii: - 0 - 120 s, motorul accelerează masa volantului până la atingerea turaţiei de 12000rpm. Cuplul mecanic

furnizat la arbore este egal cu momentul mecanic maxim generat de maşina electrică, cunoscându-se faptul că în acest interval de timp acţionarea se face prin intermediul unui convertizor de frecvenţă, ce respectă relaţia U/f = cst.

- pe intervalul 120 - 140 s, maşina electrică menţine viteza de rotaţie a volantei la turaţia de 12000 rpm, cuplul mecanic la arbore scade aproape de regimul de funcţionare în gol, pierderile în acest regim fiind reduse.

0

5 0 0 0

1 0 0 0 0

1 5 0 0 0

0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 5 0 0

t im p ( s )

n (

rpm

)

- 0 , 5

0

0 , 5

1

cu

plu

(N

m)

Fig. 1.14. Variaţia în timp a turaţiei si cuplului mecanic furnizat de maşina electrică

- pe intervalul 140 - 500 s, cuplul schimbă semnul, maşina electrică trecând în regim de funcţionare de

generator, furnizând energie electrică la bornele de alimentare. Generarea energiei electrice este posibilă datorită faptului că circuitul magnetic este excitat de câmpul magneţilor permanenţi din rotor. După cum se observă, turaţia, pe parcursul celor 360 s, scade de la 12000 la aproximativ 10000rpm. După acest interval, deoarece turaţia scade prea mult, tensiunea electrică furnizată de maşina electrică nu mai poate fi utilizată pentru alimentarea cu tensiune a consumatorilor electrici, în baremele admise de acestea.

Calculul cu elemente finite validează rezultatele obţinute prin calcul analitic şi dă informaţii asupra modului de variaţie în timp a mărimilor electrice pentru maşina electrica proiectată.

Proiect acţionare. Tema de proiectare pentru acţionarea şi controlul sistemului cu volant Echipamentul proiectat trebuie să asigure antrenarea unui volant cu ajutorul unui motor /generator la o turaţie dată şi comutarea acestuia în regim de generator, cu alimentarea unei sarcini date:

Putere nominală a motorului PN=2200W; Turaţia nominală a motorului n=12000rpm; Frecvenţa tensiunii de alimentare corespunzătoare turaţiei nominale f=200Hz; Puterea activă a sarcinii PS=500W; Frecvenţa nominală de alimentare a sarcinii f=50Hz; Tensiunea de alimentare a sarcinii: monofazat, 230V.

32

Fig. 1.15 Schema bloc a sistemului de comandă şi control.

Realizare model experimental de sistem de stocare a energiei cinetice. Testare

Figura 3.1. Subansamblu rotor

Reperele realizate se asamblează cu elemente demontabile suruburi, şaibe plate şi şaibe grower,, conform desenului de ansamblu cod SV-UPS-00 în urmatoarea succesiune :

1. Pe axul volantului cod SV-UPS-01.01.02 se montează labirintul ungător inferior II cod SV-UPS-11, folosind un ciocan de cauciuc.

2. Se montează rulmentul inferior cod 7011 CE/HPP4A în caseta rulment cod SV-UPS-06 şi labirintul ungator inferior I, fixat în casta rulmentului cu 3 şuruburi M4x12.

3. Se montează caseta rulmentului cod SV-UPS-06, pe capacul inferior carcasă, cod SV-UPS-03, folosind 6 şuruburi M6 x 20 cu şaibe grower N6.

4. Se montează carcasa, cod SV –UPS-02, pe capacul inferior carcasă, cod SV-UPS-03, folosind 12 şuruburi M8 x 20 cu şaibe grower N8.

5. Pe axul volantului cod SV-UPS-01.01.02 se montează labirintul ungător superior II cod SV-UPS-09, folosind un ciocan de cauciuc.

6. Se montează rulmentul superior cod 7204 CD/HCP4A în caseta rulment cod SV-UPS-05 şi labirintul ungător superior I, fixat în casta rulmentului cu 3 şuruburi M3x10.

7. Se montează caseta rulmentului cod SV-UPS-05, pe capacul superior carcasă, cod SV-UPS-02.02, folosind 6 şuruburi M6 x 16 cu şaibe grower N6.

8. Se monrează subansamblu carcasă stator bobinat cod SV-UPS-02.01.00. pe , pe capacul superior carcasă, cod SV-UPS-02.02, folosind 6 şuruburi M6 x 20 cu şaibe grower N6.

9. Se montează subansamblul stator -cod SV-UPS-02.00, cu rulmentul superior în casetă, pe carcasa cod SV-UPS-02, folosind 12 şuruburi M8 x 20 cu şaibe grower N8.

33

Echilibrarea dinamică a fost realizată folosind un echipament Vibroport 41 de la firma Schenck. Au fost folosite doua accelerometre tip AS-020, ca în figura 3.6.

Figura 3.6. Echilibrarea dinamică a sistemului cu volant

În urma echilibrării dinamice s-a obţinut un dezechilibru rezidual de 15 gr x cm, corespunzător unui grad de

calitate a echilibrării G 2,5, în conformitate cu ISO 1940. Turaţia la care s-a realizat echilibrarea a fost de 12000 rpm.

a) Calibrare b) măsurare

Figura 3.7. Măsurarea nivelului de vibraţii

Maşina electrică reversibilă motor/generator, aferentă sistemului UPS realizat, a fost supusa la încercările specifice, impuse prin SR EN 60034-1:2010 si SR 9904:2008, respectiv:

Nr. crt.

Denumirea încercării Numărul standardului

1 Verificarea tehnică generală SR 9904-1:2008 2 Măsurarea rezistenţei de izolaţie între înfăşurări şi faţă de masa maşinii SR 9904-2:2008

3 Încercarea la tensiune mărită a izolaţiei între înfăşurări şi faţă de masa maşinii

SR 9904-2:2008

4 Încercarea izolaţiei între spire SR 9904-2:2008 5 Determinarea rezistenţei înfăşurărilor în curent continuu SR 9904-3:2008 6 Încercarea la încălzire SR 9904-4:2008 7 Încercarea la suprasarcină de scurtă durată , de curent SR 9904-5:2008 8 Încercarea la supraturaţie SR 9904-5:2008 9 Determinarea timpului de accelerare

34

Fig. 3.14. Imagini cu echipamentele utilizate pentru efectuarea testării

Fig. 3.10. Schema electrica cu alimentare cu tensiune la frecventa de 50 Hz (prin autotransformator),

respectiv 200 Hz, prin convertizor de frecventa. Încercarea la încălzire: Supratemperatura rezultată:

KtttR

RRrececaldcald

rece

rececald 7,168,266,266,262357227,0

7227,0768,0235

După cum se observă înfăşurarea este practic ”rece” valoarea supratemperaturii admisă pentru clasa B de izolaţie fiind de 95K. Materialele utilizate în execuţia bobinajului sunt corespunzătoare clasei F de izolaţie care admite o supratemperatură de 105K.

P_fe / P_0

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 10 20 30 40 50 60 70

U(V)

Pfe(W)/Po(W)

Fig. 3.12. Variaţia pierderilor absorbite de către motor

35

Variaţia mărimilor electrice pe durata timpului de pornire. Pe intervalul de timp corespunzător accelerării masei inerţiale, a fost măsurate si trasate in funcţie de timp valorile tensiunii de alimentare si a curentului absorbit de la reţea. Graficele obţinute sunt prezentate alăturat.

Accelerarea motorului

0

10

20

30

40

50

60

70

0 100 200 300 400 500 600 700 800

t(s)

U(V)

0

2

4

6

8

10

12

14I(A)

Tensiune (V)

Curent (A)

Fig. 3.13. Curbele de variaţie a curentului şi tensiunii, in funcţie de timp, pe durata pornirii la testul corespunzător frecvenţei de 50Hz

Discontinuitatea din graficul caracteristicilor curent şi tensiune funcţie de timp se datorează influenţei magneţilor permanenţi care realizează cuplarea rotorului la turaţia câmpului învârtitor sincron. Din grafic rezultă ca timpul necesar atingerii turaţiei de sincronism este de 400s. Oscilaţiile lente din variaţia curentului sunt datorate volantei (masei inerţiale) care prezintă oscilaţii în jurul turaţiei de sincronism.

Soluţie constructivă, calcul şi simulare numerică pentru lagăr magnetic cu forţa axială maximă 500N şi turaţia maximă de funcţionare: 8000rpm (15.09.2014). Utilizarea lagărelor magnetice poate fi considerată o problemă de actualitate, atât în domeniul lagărelor magnetice active cât şi în cel al lagărelor magnetice pasive bazate pe magneţi permanenţi. Comparativ cu lagărele clasice de alunecare sau de rostogolire, cu contact mecanic, lagărele magnetice, atât lagărele magnetice active cât şi lagărele magnetice pasive bazate pe magneţi permanenţi, au o serie de avantaje de necontestat: nu au contact mecanic, nu necesită ungere, pot susţine încărcări mari la viteze periferice ridicate, nu au fricţiune, nici uzură, au un timp de viaţă teoretic nelimitat, nu necesită întreţinere. Aceste calităţi le-au impus în multe domenii industriale de vârf cu aplicaţii la maşinile rotative. Deosebit de important, pentru buna funcţionare a acestora, este sistemul electronic de control şi comandă pentru lagărele magnetice active şi calitatea magneţilor permanenţi pentru lagărele magnetice pasive.

Scopul prezentei etape este de a stabili soluţia constructivă pentru un lagăr radial axial cu magneţi permanenţi utilizabil la sisteme de stocare a energiei cinetice pe principiul roţii volante, care să poată funcţiona la o încărcare axială maximă de 500N, la o turaţie de 8000rot/min. Soluţia constructivă va fi validată atât în urma calculului analitic cât şi a calculului şi simulării numerice. Lagărele pasive cu doi magneţi permanenţi în interacţie pot fi de două feluri: radiale, axiale. Atât lagărele radiale cât şi cele axiale (tangenţiale) se pot construi din magneţi permanenţi magnetizaţi radial cât şi axial. Exemple de configuraţii se pot vedea în fig. 3.1.

Soluţia constructiva pentru sistemul de lăgăruire şi antrenare prin câmp magnetic În urma analizelor variantelor posibile constructiv, tehnologic şi ca materiale utilizate s-a decis realizarea unui sistem a cărui soluţie constructivă este prezentată în figura 3.2.

36

Fig. 3.1. Configuraţii de bază pentru lagăre

magnetice Fig. 3.2. Soluţia constructivă pentru

lagăr magnetic radial axial Legendă Fig. 3.2: 1 - arbore principal, 2 - piuliţă de strângere, 3 – volant, 4 - piesa fixare, 5 - lagăr magnetic radial axial superior, 6 – carcasă, 7 - rulment oscilant, 8 - cuplaj magnetic, 9 - lagăr magnetic axial, 10 - piesa reglare, 11 - rulment radial superior, 12 - flanşă de cap, 13 - rulment radial inferior, 14 - arbore conducător

S-a optat pentru o construcţie specială cu magneţi permanenţi atât pentru sistemul de lăgăruire, cât şi pentru sistemul de antrenare în mişcare de rotaţie. Mişcarea se transmite de la arborele de intrare (14), lăgăruit pe doi rulmenţi radiali, (11) şi (13), la arborele de ieşire (1) pe care se află Volantul (3) fixat cu piuliţa (2). Lagăruirea sistemului de bază se realizează prin intermediul lagărului inferior axial cu magneţi permanenţi (9) şi a lagărului superior radial (5) realizat, de asemenea cu magneţi permanenţi. Transmiterea mişcării de la lagărul de intrare (14) la volantul (3) se face cu ajutorul cuplajului magnetic (8) realizat cu magneţi permanenţi. La partea inferioară, arborele (1) se sprijină pe capul de arbore (14) cu posibilităţi de pivotare în rulmentul oscilant (7). 3.3.2. Modelul analitic de calcul al parametrilor de interacţie magnetică În cazul structurilor cu magneţi inelari centraţi aflaţi în interacţie, parametrii de interacţie se referă la forţe şi rigidităţi (forţe de interacţie la scoaterea din echilibru relativ a inelelor magnetice) după direcţiile axială şi respectiv radială, care acţionează asupra acestora şi respectiv, asupra armăturilor care îi susţin.

Metoda analitică [11] de analiză a interacţiei magnetice are aplicabilitate la sisteme cu doi magneţi permanenţi cilindrici paraleli (în cazul de faţă inelari) cu următoarele premize - ipoteze:

a) lipsa jugurilor feromagnetice de închidere a circuitului magnetic, precum şi a oricăror alte repere feromagnetice în vecinătatea de interacţie a magneţilor;

b) magneţii au formă cilindrică, cu geometrie şi dimensiuni constante ale secţiunilor transversale; c) axele longitudinale ale magneţilor sunt paralele; d) dimensiunile axiale ale magneţilor sunt foarte mari în raport cu cele ale secţiunii transversale, precum şi

cu distanţele-întrefieruri de interacţie dintre magneţi; e) vectorul polarizaţie magnetică pentru fiecare dintre cei doi magneţi este perpendicular pe axa

longitudinală (conţinut permanent în planul transversal) şi are mărime constantă; f) materialele magnetice permanente prezintă o rigiditate ridicată a polarizaţiei magnetice, care este practic

constantă în domeniul de existenţă al punctului de funcţionare, cerinţă îndeplinită de magneţii permanenţi pe bază de pământuri rare şi de ferite dure.

Literatura de specialitate, furnizează relaţii analitice de calcul pentru forţe şi rigidităţi în cazul structurilor cu doi magneţi inelari centraţi, în conformitate cu notaţiile din figura 3.3, după cum urmează:

37

Fig. 3.3. Secţiune transversală axi-simetrică a unui lagăr cu magneţi permanenţi

3.4.1. Modelul numeric de calcul Rezolvarea problemelor, pentru realizarea unui sistem de lăgăruire cu magneţi permanenţi, cu programul INFOLYTICA a impus rezolvarea următoarelor aspecte: Definirea tipului problemei: magnetostatică, 3D, Definirea domeniului de calcul: s-a definit ca domeniu de calcul un cilindru cu raza R=45 mm astfel încât frontiera domeniului de calcul să fie suficient de depărtată de sursa de câmp magnetic, Definirea mărimilor de stare: mărimea de stare este potenţialul magnetic vector A [Wb/m], ecuaţia care descrie câmpul magnetic staţionar fiind:

Unde μ0=4π10-7[H/m] este permeabilitatea magnetică a vidului, iar μr este permeabilitatea magnetică relativă Descrierea geometriei modelului de calcul: s-a realizat pe baza desenelor importate din programul SolidWorks Definirea proprietăţilor fizice: s-a realizat prin indicarea materialului fiecărui subdomeniu. Astfel, pentru NdFeB, μr=1,03967, iar câmpul coercitiv a fost HC=-1050650 A/m. Pentru celelalte materiale, care nu au proprietăţi magnetice s-a considerat μr=1. Discretizarea domeniului de calcul: domeniul de calcul a fost discretizat în celule de maxim 1,5 mm, rata de rafinare a curbelor fiind de 0,0218, rezultând 138349 noduri, 418067 muchii şi 279746 feţe. În întrefier discretizarea a fost mai fină, rezultând 579435 noduri de reţea şi 3207608 tetraedre. Condiţii limită pentru specificarea proprietăţilor fizice ale frontierelor: pe frontierele domeniului de calcul s-a impus condiţia flux tangenţial, condiţie Dirichlet care implică potenţialul magnetic vector (A) nul pe frontieră. Altfel spus, nu există linii de câmp care trec prin frontieră. Variante modelate: Varianta 1

Dext = 90 mm, a1 = 10 mm, b1 = 10 mm, a2 = 10 mm, b2 = 10 mm, δ = 2 mm, r1m = 40 mm, r2m = 40 mm

Varianta 4

38

Dext = 80mm, a1 = 10mm, b1 = 6mm, a2 = 10mm, b2 = 6mm, δ = 1mm,

Fig. 3.18. Structura cu magneţi permanenţi pentru lagăr radial (infolytica 3D)

Fig. 3.19. Structură câmp magnetic (infolytica 3D)

y = -70073xR2 = 0.9986

y = 68878xR2 = 0.9986

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0 0.0002 0.0004 0.0006 0.0008 0.001 0.0012

deplasare X [m]

Fx

[N]

caz (a) caz(b)

Fig. 3.20. Graficul forţei pe direcţia Ox la aplicarea unei deplasări radiale (albastru - magnet sus, mov - magnet jos)

Pentru deplasări foarte mici, curba Fx(Δr) se poate asimila cu o dreaptă. Aşadar rigiditatea pe axa Ox este dată de panta acestei dreptei, Varianta 5

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

0 0.0002 0.0004 0.0006 0.0008 0.001

deplasare [m]

Fx

[N]

r ext= 40 [mm] r ext= 38 [mm] r ext= 36 [mm]

r ext= 34 [mm] r ext= 32 [mm] Fig. 3.21. Structura cu magneţi permanenţi pentru lagăr radial

(infolytica 3D)


Fig. 3.23. Forţa pe direcţia Ox la aplicarea unei deplasări radiale

39

Varianta 7

a) inele magnetizate în acelaşi sens

b) inele magnetizate în sensuri opuse

Fig. 3.27. Structura cu magneţi permanenţi concentrici (infolytica 3D)

Fig. 3.28. Structură câmp magnetic pentru magneţi concentrici (infolytica 3D)

y = -50220x

R2 = 0.9956

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0 0.0002 0.0004 0.0006 0.0008 0.001

deplasare [m]

Fx

[N]

y = 55900x

R2 = 0.9998

0

10

20

30

40

50

60

0 0.0002 0.0004 0.0006 0.0008 0.001

deplasare [m]

Fx

[N]

a) inele magnetizate în acelaşi sens b) inele magnetizate în sensuri opuse

Fig. 3.29. Forţa pe direcţia Ox la aplicarea unei deplasări radiale Varianta 8

a) inele magnetizate în acelaşi sens b) inele magnetizate în sensuri opuse Fig. 3.30. Structura cu magneţi permanenţi

concentrici (infolytica 3D) Fig. 3.31. Structură câmp magnetic pentru magneţi concentrici (infolytica 3D)

y = 163813x

R2 = 0.9995

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009 0.001

deplasare [m]

Fy

[N]

y = -99753x

R2 = 0.9941

y = -215940x

R2 = 0.9975

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009 0.001

deplasare [m]

Fx

[N]

Fig. 3.32. Fy funcţie de deplasarea axială,

varianta (a) Fig. 3.33. Fx funcţie de deplasarea radială; albastru - varianta (a), mov - varianta (b)

Varianta 9

40

Fig. 3.34. Structura cu magneţi

permanenţi pentru lagăr radial (infolytica 3D)


Varianta 10

Fig. 3.38. Structura cu magneţi permanenţi

pentru lagăr radial (infolytica 3D) Fig. 3.39. Structură câmp magnetic (infolytica 3D)

Ţinând seama de disponibilităţi, posibilităţi tehnologice şi nivelul de izotropie al parametrilor magnetici, am ales utilizarea, în exclusivitate, a construcţiilor de lagăre cu magneţi permanenţi inelari, în poziţie centrată şi cu direcţia de magnetizare axială. Materialul magneţilor permanenţi consideraţi este NdFeB.

Corelarea dimensiunilor şi poziţionării magneţilor inelari, cu forţele şi rigidităţile la nivelul armăturilor lagărelor s-a efectuat atât pe cale analitică cât şi utilizând un program modern de calcul numeric specializat în domeniul interacţiunii magnetice, Infolityca.

Stand de încercare pentru lagăre magnetice radial axiale cu magneţi permanenţi, utilizabile la sisteme

de stocare a energiei cinetice pe principiul roţii volante. (15.11.2014) Din analiza punctelor critice ale soluţiilor de lăgăruire destinate sistemelor de stocare a energiei cinetice pe principiul roţii volante, prezentate în fazele anterioare, a rezultat importanţa utilizării unor sisteme de lăgăruire realizate cu magneţi permanenţi. Soluţia bazată pe utilizarea lagărelor cu magneţi permanenţi elimină problemele critice identificate anterior referitoare la limitarea turaţiei maxime, la lubrifierea lagărelor şi la limitarea încălzirii lor. Avantajele folosirii lagărelor magnetice constau în faptul ca nu au contact mecanic, nu necesită ungere, pot susţine încărcări mari la viteza periferice ridicate, un au fricţiune, nici uzură, au un timp de viaţă teoretic nelimitat şi nu necesită mentenanţă.

În etapa anterioară a fost elaborată soluţia constructivă a unui sistem de lăgăruire cu lagăre magnetice care include sustentaţia axială, lăgăruirea radială şi cuplajul de transmitere a mişcării de rotaţie, toate realizate cu magneţi permanenţi. Soluţia constructivă elaborată a ţinut seama de calculul analitic şi modelarea şi simularea numerică privind forţe şi rigidităţi pentru lagărul axial-radial cu magneţi permanenţi. Având în vedere cele realizate la faza precedentă, scopul prezentei lucrări constă în realizarea proiectului de execuţie pentru un stand de încercare pentru lagăre magnetice radial axiale cu magneţi permanenţi, utilizabile la sisteme de stocare a energiei cinetice pe principiul roţii volante. 2.2 Tema de proiectare Proiectul de execuţie al standului de încercare va fi elaborat pentru lagăre magnetice cu forţa axială maximă de 500 N si turaţia de funcţionare maximă de 8000 rpm. Acţionarea sistemului se realizează cu un servomotor cu turaţia maximă de 4000rpm şi o transmisie cu curea. Sistemul va avea posibilitatea măsurării încărcării şi deplasării atât pentru lagărul axial cât şi pentru lagărul radial. 2.3 Soluţia constructivă

41

Soluţia constructivă este prezentată în figura 2.1.a în care se poate vedea atât sistemul de lăgăruire cât şi sistemul de antrenare şi în figura 2.1.b, care prezintă ansamblul general.

Fig. 2.1.a. Soluţia constructivă pentru lagăr magnetic radial axial-sistemul de lăgăruire

Fig. 2.1.b. Soluţia constructivă pentru lagăr magnetic radial axial-ansamblul general

1- arbore superior; 2-piuliţă de strângere; 3-volant (piesa de probă); 4-piesa fixare magneţi; 5-lagar magnetic radial axial superior; 6-carcasă suport magnet radial; 7-rulment oscilant; 8- cuplaj magnetic; 9- lagăr magnetic axial; 10- rulment radial superior; 11-sistem reglare; 12- rulment radial inferior; 13- flanşă inferioară; 14-arbore inferior; 15-curea transmisie; 16-fulie antrenată; 17-traductor forţă axială; 18-traductor deplasare axială; 19-traductor deplasare radială; 20-traductor forţă lagăr radial; 21- motor electric; 22- fulie antrenare; 23-batiu; 24- sistem de măsurare şi afişare / stocare date. S-a optat pentru o construcţie specială cu magneţi permanenţi atât pentru sistemul de lăgăruire, cât şi pentru sistemul de antrenare în mişcare de rotaţie. Mişcarea se transmite de la arborele de intrare (14), lăgăruit pe doi rulmenţi radiali, (10) şi (12), la arborele de ieşire (1) pe care se află volantul (3) fixat cu piuliţa (2). Lagăruirea sistemului de bază se realizează prin intermediul lagărului inferior axial cu magneţi permanenţi (9) şi a lagărului superior radial (5) realizat, de asemenea cu magneţi permanenţi. Transmiterea mişcării de la lagărul de intrare (14) la volantul (3) se face cu ajutorul cuplajului magnetic (8) realizat cu magneţi permanenţi. La partea inferioară, arborele (1) se sprijină pe capul de arbore (14) cu posibilităţi de pivotare în rulmentul oscilant (7). Magneţii permanenţi recomandaţi pentru această aplicaţie trebuie să aibă o caracteristică rigidă a magnetizaţiei, de tipul celor din pământuri rare [11], [12]. S-au folosit magneţi permanenţi de tip NdFeB grad N35SH. Capacitatea portantă a lagărului inferior axial poate fi reglată prin ajustarea întrefierului dintre cei doi magneţi permanenţi ai lagărului cu ajutorul ansamblului filetat (11). întrefierul lagărului axial poate fi măsurat cu traductorul de deplasare (18) iar forţa din acest lagăr cu traductorul de forţă (17). Deplasarea şi forţa radială a lagărului magnetic superior (5) sunt măsurate cu traductoarele (19), respectiv (20). 2.4.1.14. Sistemul de măsurare şi afişare / stocare date Tema: proiectarea unui sistem de măsurare şi afişare / stocare a următorilor parametri:

forţa de sustentaţie a lagărului axial, max. 500N forţa radială dintre inelele cu magneţi permanenţi a lagărului radial, max. 440N (la nivelul lagărului magnetic radial) deplasarea radială a inelelor centrale ale lagărului cu magneţi permanenţi, ± 1,5mm, deplasarea axială a părţii mobile a lagărului axial, max 1,5mm.

Sistemul de măsurare şi afişare / stocare este alcătuit din: - blocul traductoarelor de forţă şi deplasare, - blocul de citire date şi afişare locală, - blocul de alimentare, - blocul de interfaţare cu sistemul de calcul (pentru transmiterea datelor în vederea stocării). Pentru conexiuni între traductoare şi celelalte blocuri se utilizează cablu ecranat tip TAS-C114. În figura 2.35 este prezentată schema de principiu a sistemului de măsurare şi afişare / stocare de date.

42

Figura 2.35. Schema de principiu

Blocul traductoarelor de forţă şi deplasare este format din două traductoare de forţă şi două traductoare de deplasare, câte o pereche pentru fiecare lagăr, după cum urmează.

Fig. 2.36. Traductor de forţă LT50, producător DS Europe

Fig. 2.37. Traductor de forţă U9B, producător Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH

Pentru a măsura forţa de sustentaţie a lagărului axial s-a selectat traductorul de forţă LT50 - A4. Varianta A4 a traductorului oferă ieşire 4-20mA. Gama de măsură este 0-50kg, permitând o suprasarcină de 50%. Conversia analog digital este executată cu un convertor Sigma-Delta pe 24 biţi, rata de transfer / reinprospătare a datelor fiind de 1 Mbit/s. Pentru a măsura forţa radială dintre inelele cu magneţi permanenţi a lagărului radial s-a selectat traductorul de forţă U9B, cu ieşirea în curent unificat 4-20mA. Gama de măsură este 0-500N, permitând o suprasarcină permanentă de 20% şi o suprasarcină accidentală de 100%.

Fig. 3.28 Traductor de deplasare IFS2402

Pentru a măsura deplasarea radială a inelelor centrale ale lagărului cu magneţi permanenţi s-a selectat traductorul de deplasare Micro-Epsilon tip IFS2402-4, traductor pe principiul confocal cromatic. Controlerul necesar generării semnalului de intrare în traductor şi analizei semnalului reflectat este IFC2451. Pentru a măsura deplasarea axială a părţii mobile a lagărului axial s-a selectat traductorul de deplasare Micro-Epsilon tip IFS2402-1,5, traductor pe principiul confocal cromatic. S-a selectat acelaşi tip de controler - IFC2451. Aceste controlere au fost alese in varianta cu ieşire analogică 0-10V, cu fecvenţă variabilă a ratei de eşantionare in gama 100Hz-10kHz. Tensiunea de alimentare este de 24V±15% (tipic 10W)

43

Blocul de citire date măsurare şi afişare locală este compus din patru indicatoare digitale inteligente Shinko, tip JCD-33A. Acestea sunt indicatoare de panou ce afiseaza mărimea / mărimile masurate cu ajutorul a patru digiti de culoare rosie si a patru digiti de culoare verde, ca în fifura 2.39.

Fig. 2.39. Indicator digital de panou tip Shinko Fig. 2.40. Sursă în comutaţie produsă de MeanWell

Aparatul selectat include o serie de functii extinse printre care:

3. Multi-input – accepta intrari de la termocuple, intrare de curent (0 la 20mA şi 4 la 20mA, impedanta intrare: 50Ω) si intrare de tensiune (0 la 1V impedanta de intrare: 1MΩ, 0 la 5V, 1 la 5V, 0 la 10V impedanta de intrare: 100kΩ);

4. Acuratetea pentru curent sau tensiune de 0.2% plus un digit; 5. Perioada de achiziţie 0,25 secunde; 6. Rezoluţia: :1/8192 (13 biţi şi semn) 7. Interfete de comunicatie seriala (optional): RS 232 si RS 485

Aparatul se setează pentru a masura tensiuni – pentru... şi curenţi 4-20mm pentru ...

Pentru salvarea valorilor se foloseste interfata seriala RS485 ce permite comunicarea computerului cu maxim 31 de instrumente de afisare, folosind protocolul de comunicatie personalizat de firma Shinko (livrat impreună cu indicatorul).

Cele 4 aparate Shinko sunt alimentate de la retea cu tensiune alternativa de 230V (L+N) si se utilizează cu comunicatie la viteza de 9600 bds.

Individual, aparatele se seteaza astfel:

1- Forţa de sustentaţie - intrare 4-20mA, 0 minim - 999.9 maxim, 1 cifra zecimala

2- Forţa radială - intrare 4-20mA, 0 minim - 999.9 maxim, 1 cifra zecimala

3- Deplasarea radială - intrare tensiune, 0 minim, 9.999 maxim, 3 cifre zecimale

4- Deplasarea axială - intrare tensiune, 0 minim, 9.999 maxim, 3 cifre zecimale

Conversia RS-232/RS-485 la intrarea in computer se face cu modulul M54020.

Blocul de alimentare este alcătuit din două surse în comutaţie, conform figurii 2.40

Alimentarea - exceptand aparatele Shinko ca se cuplează la reţea - se realizează din două surse în comutaţie ce se montează pe şine DIN: tip MDR-1015 (10W, 15Vcc) şi tip DR-4524 (45W, 24Vcc) produse de Mean Well.

Schema detaliată a sistemului de măsurare şi afişare/stocare date este prezentată în figura 2.41.

44

Fig. 2.41. Schema sistemului de măsurare şi afişare / stocare date

Algoritmul de salvare a datelor se face conform schemei logice din figura 2.42.

O2. Obţinerea aliajelor pentru suport catodic si suport anodic. (15.05.2014) În etapele anterioare au fost prezentate încercări de realizare a unor acumulatoare de tip NiMH pe bază de

LaNi5. La testarea modelelor experimentale realizate s-a constatat o rată pronunţată de autodescărcare datorată curenţilor care apar din cauza formării pilelor galvanice locale apărute din cauza diferenţei dintre potenţialele mixte de coroziune ale materialului suport şi ale masei active în stare încărcată. Din studiile şi determinările electrochimice specifice s-a tras concluzia că aceasta se datorează în mare măsură calităţii materialului metalic suport al masei active anodice şi catodice. Având în vedere aceste considerente, în această etapă s-a trecut la elaborarea şi experimentarea unor aliaje metalice care să permită obţinerea de materiale pentru suporturi anodice şi catodice cu potenţiale staţionare cât mai apropiate de potenţialele de electrod ale maselor active în stare încărcată. S-a folosit ca referenţial o baterie comercială ale cărei componente au fost analizate din punct de vedere compoziţional, microstructural şi electrochimic. Micrografiile realizate pentru referenţialele materialului suport pentru electrodul pozitiv şi negativ relevă o microstructură multifazică, rafinată, cu grăunţi de dimensiuni foarte mici. Aceste microstructuri au fost puse în evidenţă mai bine după un atac de 40 sec. cu reactiv Glyceregia (un amestec 5 ml 5 ml HNO3, 10 ml HCl şi 15 ml glycerol).

Experimentarile realizate pentru obţinerea de aliaje pentru suportul electrodului pozitiv şi electrodului negativ au avut în vedere prepararea de aliaje în diferite variante compoziţionale, operaţie care s-a realizat prin topire în cuptorul cu inducţie şi în instalaţia de topire în levitaţie.

Operaţia de elaborare s-a realizat pornind de la elemente metalice pure: nichel electrolitic, cobalt electrolitic, magneziu (sub formă de bandă), zinc, mangan şi fier tehnic moale.

Aspectele tehnologice specifice avute în vedere la elaborarea şarjelor au fost: - elementele au fost introduse în creuzet în funcţie de temperatura de topire, cele cu temperatură mai mare fiind

plasate pe fundul creuzetului; - durata totală a elaborării / turnării aliajului a fost de aproximativ 10 minute; - temperatura la momentul turnării aliajului a fost situata în domeniul de temperatură 1500 – 1550oC, funcţie de

compoziţia chimică a aliajului. Aliajele elaborate în cuptorul cu inducţie Leybold – Heraeus au fost turnate sub forma unei plăci, iar cele topite

în instalaţia cu levitaţie au fost turnate sub forma unor cilindri.

45

Dupa turnare probele au fost debitate la maşina de tăiat cu fir în vederea caracterizării şi procesării ulterioare. După elaborare, probele au fost caracterizate din punct de vedere compoziţional, prin spectroscopie cu fluorescenţă raze X (XRF) şi din punct de vedere al microstructurii, prin microscopie optică (OM). Analiza compoziţională, realizată prin tehnica spectroscopiei de fluorescenţă raze X, a permis estimarea concentraţiilor elementelor componente (exprimate în % masice) ale aliajelor preparate. Neomogenitatea compoziţională constatată după topirea şi turnarea aliajelor poate fi înlăturată prin realizarea unor tratamente termice de omogenizare, care au drept efect aducerea aliajului în stări structurale şi de tensiuni interne aflate la echilibru. Astfel, aliajul este pregătit în vederea operaţiilor de prelucrare ulterioare.

Caracterizarea microstructurală a eşantioanelor prelevate, realizată prin microscopie optică, a permis vizualizarea morfologiei graunţilor aliajelor preparate, în stare turnată sau după prelucrare prin deformare plastică la rece. Se pot evalua astfel modificările microstructurale induse de diferitele prelucrări ale aliajelor, stabilindu-se influenţa lor asupra comportării ulterioare a aliajelor la testele electrochimice. Pentru testarea materialului suport pentru electrodul pozitiv şi negativ s-a utilizat un echipament potentiostat/galvanostat VoltaLab 40 conectat la calculator prin interfaţa grafică VoltaMaster 4. Din testele electrochimice a rezultat că adaosul de 3% Mg în aliajul Ni69Fe31 face ca potenţialul stationar al acestui aliaj să coincidă cu potenţialul staţionar al materialului suport comercial pentru electrodul negativ, în timp ce în cazul aliajului Ni69Fe31 potenţialul stationar înregistrează cele mai electronegative valori, fiind cel mai indicat material suport pentru masa activă negativă, datorită diferenţei minime faţă de potenţialul de electrod al acesteia în stare încărcată. În cazul electrodului pozitiv, aliajul NiCoFeMnZnMg prezintă un potenţial stationar stabil în timp, cu valori apropiate de potenţialul staţionar al aliajului comercial pentru suport electrod pozitiv, în timp ce aliajul Ni67Fe30Mn3 prezintă cele mai electropozitive valori, fiind cel mai indicat în acest moment pentru folosirea ca material suport pentru masa activă pozitivă, datorită diferenţei minime faţă de potenţialul de electrod al acesteia în stare încărcată.

Realizare materiale compozite pentru grile suport (anod si catod) pentru acumulatori Pb-acid cu densităţi

specifice de energie (W/kg) mărite; (15.06.2014). In cadrul prezentei lucrări a fost studiata realizare modele experimentale de materiale compozite destinate

realizării grilelor pentru acumulatorul Pb-acid cu greutate scăzută. Obiectivul principal al cercetării este realizarea de materiale compozite pentru grile suport (anod si catod)

pentru acumulatori Pb-acid cu densităţi specifice de energie (W/kg) marite. A fost realizat un studiu experimental privind dezvoltarea de materiale compozite pentru grile suport (anodic

şi catodic) aferente acumulatorilor Pb-acid. Folosind tehnologia materialelor compozite, este posibilă dezvoltarea de grile care au o greutate scăzută.

În cadrul prezentei lucrări au fost efectuate experimentări luând in considerare două direcţii de cercetare: Experimentări privind obţinerea de fibre carbonice acoperite/impregnate cu plumb utilizând procesul de

cementare; Experimentări privind obţinerea de structuri substrat aluminiu/strat intermediar Cu–Sn/Pb. Au fost realizate plachete compozite multistrat din Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb. A fost propusă şi experimentată

o structură prezentată în fig 1.1.

Fig. 1.1. Structura experimentala propusa pentru realizarea compozitelor multistrat. Structura propusă pentru experimentare a fost proiectată pentru a conţine mai multe straturi cu grosimile

următoare: Substrat din Al: 2 mm Strat de Cu: 200nm – 10μm.

46

Strat din aliaj de lipit LP60: 100μm Strat de Pb: 1-1,5 mm

Acest tip de variantă de grilă compozită ar putea fi utilizată pentru plăci pozitive fără nici o restricţie, deoarece stratul de Cu este complet încapsulat de un strat exterior de Pb-Sn rezistent la coroziune, care împiedică dizolvarea de Cu în electrolitul bateriei pe întreaga durată de viaţă a bateriei.

Aluminiu de tip electrotehnic, Al E (SR EN 546:1998 Aluminiu şi aliaje de aluminiu) sub forma de plachete cu dimensiunile 40 x 40 x 2 cu rezistivitate electrica, ρ = 2,7 10-6Ωcm la 20°C şi densitatea d = 2,7 g/cm3 pot reprezenta o soluţie pentru realizarea de compozite multistrat utilizate în realizarea grilelor suport din bateriile Pb-acid.

Au fost obţinute depuneri de Cupru cu grosimi de 100nm pe plachete de Al, utilizând metoda DC magnetron sputtering, ce reprezintă un suport excelent pentru depunerea electrolitica a de Cu suplimentar pana la o grosimi de 200nm – 1μm. Ambele depuneri de Cu sunt uniform depuse şi aderente. Ansamblul compozit placheta Al/strat Cu a fost încapsulat cu succes într-un strat intermediar de aliaj Sn60Pb40 prin imersare în stare topită. Ansamblul compozit, placheta de Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb a fost în final acoperit cu un start de Pb de 100 mm utilizând turnarea în matriţă. Analiza prin microscopie electronică în secţiune a compozitul multistrat Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb releva faptul că avem un contact continuu, aderent şi uniform între substartul din Al şi stratul metalic final din Pb.

S-a estimat o reducere în greutate cu cca. 71,6 % a greutăţii grilelor suport ce se reflectă într-o reducere totală a greutăţii bateriei de aproximativ 10 % ceea ce reprezintă un rezultat foarte bun în condiţiile funcţionării corespunzătoare a unor astfel de grile compozite.

În cadrul INCDIE ICPE-CA există dotarea necesară studierii şi realizării de materiale compozite cu plumb destinate realizării de acumulatori Pb-acid cu greutate scăzută respectiv densitate de energie crescută. Propunem continuarea cercetărilor cu realizarea de modele de materiale compozite fibre carbonice acoperite/impregnate cu plumb utilizând procesul de cementare.

Fig. 1.2. Analiza SEM în secţiune a compozitului multistrat din Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb. Propunem de asemenea continuarea cercetărilor privind materialele compozite multistrat din Al/Cu/Aliaj de lipit

Sn-Pb/Pb cu experimentarea realizării unor elemente de grilă suport pentru baterii de Pb-acid mai uşoare decât elementele grila clasice.

Materiale compozite pentru grile suport (anod si catod). (15.05.2014)

Energia specifică teoretica in waţi-oră care pot fi debitaţi pe unitatea de greutate (kg) a acumulatorului Pb-acid este foarte mică şi este o consecinţă a greutăţii atomice a plumbului care este unul dintre cei mai grei produşi naturali.

Creşterea densităţii de energie şi îmbunătăţirea performanţei bateriilor de plumb-acid sunt de mult timp obiectul unei activitati susţinute de cercetare. Progrese semnificative au fost astfel făcute şi în prezent sunt fabricate baterii plumb-acid cu o densitate de energie mai mare decât 40 W h kg-1 la 5h de descărcare. Cu toate acestea, pentru aplicaţiile de tracţiune electrică a autovehiculelor, ar fi interesant de a merge chiar mai departe. Pentru aceasta, este necesar de a reduce şi de a optimiza toate componentele acumulatorului, în special grilele care sunt, de obicei, realizate din aliaje de plumb (Pb - Sb, Pb - Ca) şi care reprezintă aproximativ 20% din greutatea totală.

47

Folosind tehnologia materialelor compozite, este posibilă dezvoltarea de grile care au o greutate scăzută. Pentru a face acest lucru se pot utiliza, ca fibre de armare, fibre de carbon şi ca o metodă de impregnare a acestor fibre cu plumb, cementarea, depunerea electrochimică (electroplacarea) şi infiltrarea de metal lichid, tehnici mai simple deci mai bine adaptate la o posibilă industrializare.

Obiectivul principal al cercetării este obţinerea de grile compozite mai uşoare decât grilele convenţionale din aliaj de plumb. Pentru a reduce greutatea grilelor a fost efectuat un studiu si a fost propusă utilizarea de materiale compozite pentru a forma barele grilelor, cu proprietati mecanice ridicate şi rezistenţă ridicată la coroziune făcute din plumb pur ranforsat cu fibre carbonice inerte chimic. Această soluţie prezintă apriori multe avantaje: permite în special proiectarea de grile care au excelente caracteristici chimice şi electrochimice ale plumbului moale (rezistenţă la coroziune, supratensiune de descarcare a hidrogenului pe plumb pur mare) şi proprietăţi mecanice superioare celor cele mai bune aliaje de plumb, în care posibilitatea de realizare a unei reduceri în greutate este semnificativă.

Alegerea de fibre de carbon ca ranforsanţi cu plumb îndeplineşte criterii diferite: aceste fibre au suficientă conductivitate pentru a putea suporta depunerea electrochimică şi sunt extrem de rezistente la coroziunea acidului sulfuric sub polarizare negativă. În plus, potenţialul redox al carbonului este apropiat de cel a plumbului, riscul de coroziune prin efectul de element galvanic este limitat.

In cadrul lucrării a fost elaborat un concept de realizare modele experimentale de materiale compozite destinate realizării grilelor pentru acumulatorul Pb-acid cu greutate scăzută.

Fig. 1. Concept de realizare modele experimentale de materiale compozite destinate realizării grilelor pentru acumulatorul Pb-acid cu greutate scăzută.

PRECURSORI Fibre carbonice din PAN lungi pentru procedeu continuu

Fibre carbonice din PAN scurte

ţesături din fibre carbonice – preforme semifabricat

ACTIVAREA FIZICA A FIBRELOR/ŢESĂTURLOR CARBONICE în abur la 1000°C timp de 0.75 până la 15 min

flux de aburi/N2 (1:1) la o temperatura de (700 – 900) oC timp de o oră, cu o rată de încălzire de 5 oC/min. utilizând un cuptor electric

CEMENTAREA CU Pb A FIBRELOR CARBONICE SAU A PREFORMELOR DIN FIBRE CARBONICE Imersare in soluţie 0,1% de acetat de plumb la o temperatură de 80 °C.

Alte variante: formiat sau nitrat de Pb.

Se poate obţine 0,01 – 10 % în greutate depunere de metal

DEPUNERE EELCTROCHIMICĂ DE Pb PE FIBRE CARBONICE SAU PREFORME DIN FIBRE CARBONICE CEMENTATE

Baia electrolitică: fluoborat sau sulfamat de Pb.

Condiţii experimentale: tabelul 1.

CLATIRE, USCARE, TĂIERE, ŞTANŢARE ÎN GRILE SEPARATE

48

Fig. 2. Concept de realizare modele experimentale de materiale compozite destinate realizării grilelor pentru acumulatorul Pb-acid cu greutate scăzută prin infiltrare metalica din topitura.

Proces experimental de elaborare de grile negative compozite cuprinde 5 etape principale:

1. Utilizarea de fibre carbonice scurte, fibre carbonice lungi sau preforme ţesute din fibre de carbon obţinute din precursor poliacrilonitrilic (PAN);

2. Activarea fizica a fibrelor carbonice sau a preformelor din fibre carbonice; 3. Cementarea cu Pb fibrelor carbonice sau a preformelor din fibre carbonice ; 4. Depunerea de Pb sau impregnarea fibrelor carbonice sau a preformelor din fibre carbonice cu Pb prin depunere

electrochimică; 5. Infiltrarea de metal lichid, Pb; 6. Clătire, uscare, tăiere, ştanţare în grile separate.

În cadrul INCDIE ICPE-CA exista dotarea necesară studierii şi realizarii de materiale compozite dinfibre de carbon cu plumb destinate realizării de acumulatori Pb-acid cu greutate scăzută respectiv densitate de energie crescută.

Evaluarea proprietăţilor electrochimice ale structurilor compozite Al-Cu-Pb pentru grile utilizate in

bateriile Pb-acid. Concepţie grile;

În cadrul prezentei lucrări a fost studiată realizarea de modele experimentale de materiale compozite destinate realizării grilelor pentru acumulatorul Pb-acid cu greutate scăzută.

Obiectivele principale al cercetării au fost: Evaluarea proprietăţilor electrochimice ale structurilor compozite Al-Cu-Pb pentru grile utilizate in bateriile

Pb-acid. Proiect de noi structuri compozite Carbon-metal sau metal-interstrat-Pb cu proprietăţi corespunzătoare

obţinerii de grile pentru bateriile Pb-acid. Folosind tehnologia materialelor compozite, în etapa anterioară au fost realizate structuri compozite multistrat

de tip Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb sub formă de plachete care au fost supuse testelor de analiză structurală şi de investigare electrochimică.

A fost realizată o investigare structurală a prin microscopie electronică de baleiaj (SEM) a structurilor compozite substrat aluminiu/strat intermediar Cu–Sn/Pb obţinute în etapa anterioară. Analiza s-a efectuat pe plachete compozite în modurile longitudinal şi transversal, în secţiune.

ÎNDEPĂRTATREA ANCOLANTULUI Încălzirea fibrelor de carbon la o temperatură de aproximativ

800 °C, într‐o atmosferă de argon

IMERSAREA ÎN ALCOXID Soluţie alcoxid pe bază de siliciu sau de titan

Concentraţia soluţiei alcoxid: 2 ‐ 20% în greutate

Alcoxidul acţionează pentru a îmbunătăţi capacitatea de umectare a fibrelor de

carbon

IMERSAREA ÎN ALCOOL Se utilizează metanol, etanol sau propanol;

Alcoolul este selectat în mod adecvat în funcţie de tipul de alcoxidului;

Alcoolul acţionează pentru a îmbunătăţi capacitatea de umectare a fibrelor de carbon.

INFILTRAREA CU METAL TOPIT, Pb In topitor închis;

În atmosfera de Ar sau vid.

49

Structurile compozite analizate prezintă următoarele grosimi de strat: Substrat din Al: 2mm, Strat de Cu: 200nm – 1m, Strat din aliaj de lipit LP60: 100m, Strat de Pb: 1 - 1,5 mm,

Analiza prin microscopie electronica in secţiune a compozitul multistrat Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb relevă faptul că avem un contact continuu, aderent şi uniform intre substartul din Al si stratul metalic final din Pb.

Din figura 1, se poate observă o lungime de difuzie a Cu de cel mult 40m în stratul Pb. Aceasta înseamnă că pentru o grosime de minim 100m a stratului de Pb, strat exterior, Cu este încapsulat în interiorul structurii fără să ajungă în contact cu electrolitul.

A fost realizat un studiu experimental privind proprietăţile electrochimice ale materialelor compozite pentru grile suport (anodic şi catodic) aferente acumulatorilor Pb-acid.

Măsurătorile electrochimice s-au realizat utilizând un echipament potenţiostat/galvanostat VoltaLab 40 conectat la calculator prin interfaţa grafica VoltaMaster 4 (Figura 3). A fost folosită o celula standard cu 3 electrozi, respectiv un electrod auxiliar de Pt, un electrod de referinţă Hg/Hg2SO4 şi un electrod de lucru care a fost proba testată. Electrolitul în care s-au efectuat măsurătorile a fost soluţie 40% H2SO4. Toate măsurătorile au fost efectuate la temperatura camerei (27±3 0C) şi la presiune atmosferica (1005±5 hPa).

Testarea probelor a fost realizata prin următoarele metode: Curbe de polarizare efectuate ]n domeniul de potenţial: OCP la -1500mV şi de la 1500mV la +1500mV cu o

viteza de baleiere de 5mV/s, Spectroscopie de impedanţa electrochimică (pe domeniul de frecventa f = 20kHz ÷ 10mHz, la o amplitudine

de 10mV);

Fig. 1. Analiza SEM în secţiune a compozitului multistrat din Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb.

50

Fig. 2. Structura schematică a compozitelor multistrat.

Fig. 3. Potenţiostat/galvanostat VoltaLab 40 conectat la calculator prin interfaţa grafică VoltaMaster 4.

In figura 4 este prezentata curba de polarizare pentru proba 1- Pb, în soluţie de electrolit 40% H2SO4. Prin prelucrarea curbei de polarizare înregistrate cu softul specializat Voltamaster 4 au fost determinaţi

parametrii cinetici ai procesului de coroziune, prezentaţi sintetic în Tabelul 1. În Figura 5 este prezentată diagrama Nyquist pentru proba de Pb în soluţie de electrolit 40%H2SO4. Prin

regresie circulară s-au determinat parametrii electrochimici şi sunt prezentaţi sintetic în Tabelul 2.

Figura 4. Curba de polarizare pentru

proba 1-Pb în soluţie de electrolit 40%H2SO4. Figura 5. Diagrama Nyquist pentru proba Pb, in

electrolit 40%H2SO4 Tabelul 1. Parametrii cinetici ai procesului de corozoiune determinaţi din curba de polarizare.

Proba Ecorr, mV/Hg/Hg2SO4

Jcorr, µA/cm²

bc [mV/decada]

ba [mV/decada]

Rp, Ω.cm2

Vcorr, mm/an

1-Pb -219.8 54.0398 -147.8 152.2 429.42 1.234 Tabelul 2. Parametrii electrochimici obţinuţi prin regresie circulară din diagrama Nyquist.

Proba Rs, Ω*cm2 Rp, Ω*cm2 C, μF/cm2 Proba 1 Pb 185 62.42*103 57.10

A fost realizat un proiect de noi structuri compozite Carbon-metal sau metal-interstrat-Pb cu proprietăţi corespunzătoare obţinerii de grile pentru bateriile Pb-acid.

51

Se propune continuarea cercetărilor cu realizarea experimentală de noi structuri compozite de tipul: 1. Bazate pe fibre carbonice – structuri de tipul Fibra de carbon/strat metalic intermediar (ex. Ni)/strat final Pb. 2. Bazate pe substrat de aluminu: Aluminiu/Cu/strat metalic intermediar/Pb. 1. Acoperirea electroless a fibrelor de carbon

Fig. 6. Mecanism propus pentru acoperirea electroless a fibrelor de carbon cu Ni. Se vor utiliza fibre carbonice din precursor poliacrilonitril - PAN cu un diametru mediu de 7m. Depunerea

electroless se va efectua utilizând clorura de nichel ca sursă de Ni şi hipofosfat de sodiu ca agent reducător. Înainte de placarea cu Ni, impurităţile fibrelor de carbon se vor îndepărta, prin introducerea lor în acid azotic (3 mol) timp de 30 ore. Se va efectua un pre-tratament în două etape constând în sensibilizarea şi activare pentru a cataliza fibrele de carbon.

Obţinerea finală a depunerii de Pb va fi realizată prin imersarea în topitură de Pb. 2. Bazate pe substrat de aluminiu: Aluminiu/Cu/strat metalic intermediar/Pb.

În urma experimentelor de laborator efectuate în faza anterioară s-a realizat un model de material destinat confecţionării de grile pentru acumulator Pb-acid având grila colectoare din Al pe care s-a depus prin sputtering un start de 20microni de Cu, urmată de stanare prin imersare în baie de Sn.

Stratul de Pb pe care urmează să se depună pasta activă a fost realizat pentru model prin tehnologia “cerii pierdute”. Această tehnologie nu poate fi aplicată la realizarea unor structuri complicate ca cele prezentate în figurile 7 - 9, tehnologia recomandată pentru realizarea modelelor de grile colectoare constă în:

1. Realizarea grilei colectoare din Al electrotehnic (99,9995% Al) se poate face prin ştanţare din tablă de Al de grosimea necesară sau mai economic prin turnare în matriţă sub presiune. 2. Acoperirea cu startul intermediar Cu/Sn se poate face fie prin metoda descrisă mai sus sau mai bine prin stanare directă folosind decapanţi pentru Al (decapant recomandat EVERCLEEN), ceea ce ar simplifica şi ieftini considerabil procesul tehnologic. 3. Realizarea stratului de Pb se poate face prin turnare în matriţă sub presiune.

52

Fig. 7. Grilă colectoare de curent din

Al. Fig. 8. Grilă compozită Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb; material de contact cu

pasta-plumb; colector de curent Al.

Fig. 9. Grilă compozită Al/Cu/Aliaj de lipit Sn-Pb/Pb cu

pastă activă în interstiţii. Testele electrochimice efectuate până în prezent arată ca grila colectoare astfel elaborată se comportă la fel ca

o grila colectoare clasică din Pb, având avantajul arătat în faza anterioară a unei greutăţi specifice de până la 15 ori mai mici.

Membrane şi procese de membrană Separarea unor constituienţi din amestecuri ce constituie sisteme omogene sau eterogene, existente in stare naturala sau rezultate in urma unor operaţii fizice şi/sau chimice constituie o etapă importanta a unei tehnologii. Separările bazate pe utilizarea membranelor s-au dezvoltat in ultimii 30 de ani pina la nivel industrial, desi principiile de baza au fost cunoscute cu mult timp in urma. In prezent, domeniul separarilor cu membrane, vizeaza cercetarea si dezvoltarea de noi materiale pentru obtinerea membranelor, ca si proiectarea sistemelor de separare cu membrane. Procesele membranare permit si separarea unor specii chimice dizolvate, deci fracţionarea unor sisteme omogene, asemanandu-se din acest punct de vedere cu extracţia, distilarea sau schimbul ionic.

Elementul cel mai important intr-un proces de membrana il constituie insusi membrana, element activ/pasiv ce separa doua faze intre care se manifesta un transfer de masa /C.A Smolders, Ultrafiltration membranes and applications, A.R. Coppered, Plenum Press, New York (1980), 161/ (in acest caz sunt excluse membranele biologice). Membrana este descrisa ca o bariera selectiva care separa doua componente si permite trecerea preferentiala a unei specii in raport cu altele, sub influenta unei forte de transfer. Transportul de materie prin membrane poate avea loc difuziv sau convectiv si poate avea loc sub actiunea unui gradient de concentratie, presiune, temperatura sau diferenta de potential electric. Procesele membranare se diferentiaza in functie de forta de transfer care poate fi o diferenta de presiune ΔP, de concentratie ΔC de potential electric ΔE sau de temperatura Δθ. In categoria proceselor de membrana avand ca forta motrice concentratia, se incadreaza: - separarea gazelor - pervaporatia - transportul facilitat - pertractia - procedee tehnologice utilizand membrane emulsie In lucrare au fost discutate aspecte ce tin de pervaporatie si transportul facilitat . S-au ales aceste procedee doarece sunt procese complexe si pot implica celelalte procedee mentionate conducand la obtinerea de procese hibride (mult mai avantajoase din punctul de vedere al costurilor de capital si costurilor de operare) Pervaporatia

Pervaporatia este un proces membranar in care un lichid pur sau un amestec lichid este in contact cu membrana pe partea de alimentare sau de curgere la presiune atmosferica si unde permeatul este indepartat sub forma de vapori datorita presiunii de vapori scazute existente pe partea de curgere. In procesul de pervaporatie sunt esentiale urmatoarele aspecte:

- sorbtia selectiva in membrana pe partea de alimentare - difuzia selectiva prin membrana - desorbtia in faza de vapori a permeatului

53

Din cauza existentei a doua faze lichid si vapori, pervaporatia este considerata gresit un proces de distilare extractiva cu membrana actionand ca un al treilea element. Principiul de separare in distilare se bazeaza pe principiul vapori- lichid, in timp ce in pervaporatia separarea se bazeaza pe diferentele de solubilitatea si difuzivitate. Transportul poate fi descris prin mecanismul de difuzie a solutiei in timp ce selectivitatea este determinata de sorbtia selectiva si /sau difuzia selectiva. In separarea gazelor selectivitatea unui amestec poate fi estimata din rapotul coeficientilor de permeabilitate a gazelor pure. Transportul facilitat- Principiul transportului facilitat Principiul transportului facilitat consta in optimizare selectiva a transportului unui compus in solut, comparativ cu difuzia libera producandu-se o reactie de complexare selectiva cu o molecula complexanta din membrana. Caracteristici ale membranelor de transport facilitat: - fluxul speciei complexate este superior celui teoretic ( rezultat prin aplicarea modelelor solubilizare-difuzie) - cand gradientul de concentratie intre cele doua fete ale membranei este mic, variatia fluxului cu concentratia este liniara; cand diferenta de concentratie este mare, fluxul compusului dizolvat tinde catre o valoare maxima; - daca dizolvantul reactioneaza ireversibil cu complexantul – nu exista transport 9nu exista decomplexare) - cand mai multi dizolvanti reactioneaza cu transportorul, fluxurile compusilor dizolvati actioneaza sinergic. Etape principale in sistemele de transport facilitat:

- solubilizarea solutului in membrana - difuzia solutului prin membrana - extractia solutului din membrana in faza receptoare

In cadrul acestui capitol a fost discutat si cazul particular al membranelor lichide si transportul facilitat cu discutarea celor doua tipuri de mecanisme:

Mecanismul de tipul 1 poate fi descris in termenii: difuzie – reactie chimica.

Solutul din faza externa, continua difuzeaza prin faza de membrana catre faza receptoare. In aceasta faza se gaseste un reactant cu care acesta reactioneaza formand un produs care nu mai poate difuza prin faza de membrana.

Un exemplu tipic, il constituie extractia fenolului din apele uzate

Mecanismul de tip 2 este un tip de transport care poate fi descris in termeni de difuzie – reactie chimica/interfata 1 difuzie - reactie chimica/interfata .

Modelarea transferului de masa in sisteme cu membrane emulsionate lichide: Indiferent de tipul de mecanism, modelele matematice propuse, pentru a explica transferul de masa, se impart in doua mari clase, in functie de modul in care este descris procesul de transport al solutului (transferabilului):

O clasa de modele considera transportul prin aproximarea unui invelis sferic (AIS) rezistent, in timp ce alta clasa de modele aproximeaza emulsia ca fiind formata din picaturi (AEP)

Avantajul acestor modele este simplitatea ecuatiilor propuse. Dintre dezavantaje se pot enumera:

modele din clasa AIS nu iau in considerare difuzia solutului in picatura de emulsie, ceea ce poate duce la variatia coeficientului de transfer de masa in timp, mai ales la timpi mari de contact;

este evident ca picaturile de emulsie nu sunt perfect amestecate la scara de turbulenta si pentru durata de contact intalnita in procesele cu MEL;

coeficientul total de transfer de masa trebuie estimat din datele experimentale Mecanisme de transport al speciilor ionice sau moleculare Transportul pasiv - in transportul pasiv , componentii /particulele sunt transferate de la potential mai mare la potential scazut. O molecula sau o particula este transportata printr-o membrana dintr-o faza in alta datorita unei forte ce actioneaza asupra ei. Marimea acestei forte este determinata de gradientul de potential la trecerea prin membrana ( ΔX) raportat la grosimea membranei: Forta motrice= Fm = ΔX/ l [N/mol] (36) In procesele de membrana sunt considerate in principal doua diferente de potential : chimic (Δµ) si electric (ΔF)*

* potentialul electrochimic reprezinta suma potentialului chimic si electric. Cand forta motrice se pastreaza constanta , prin membrana se va produce o curgere constanta (flux). Exista o relatie de proportionalitate intre fluxul J si forta motrice X:

J= A3 X; (37) A= factor de proportionalitate- masura a rezistentei membranei la mediul de difuzie cand se actioneaza co o

forta asupra componentului.

54

Atunci când forţa motrice este diferenţa de concentraţie (ΔCi) pe o distanţă Δx, transportul compusului i poate fi estimat prin legea lui Fick, care măsoară fluxul de masă (Ji) al compusului i în unitatea de timp, funcţie de diferenţa de concentraţie şi coeficientul de difuziune Di, specific compusului i în mediul în care este transportat:

(38) Transportul facilitat – transportul facilitat sau transportul mediat de un transportor- este o alta forma de transport pasiv. In acest caz , trecerea componentilor prin membrana este imbunatatita de prezenta unui „purtator” care interactioneaza selectiv cu unul sau mai multi componenti rezultand un mecanism aditional (fara difuzie). Componentii sunt transportati in sens invers gradientului de potential chimic: fenomen cunoscut sub denumirea de transport „’contra-curent’’ – in care un component secundar (cel care nu interactioneaza cu purtatorul/mediator) este transportat simultan cu o forta motrice corespunzatoare gradientului de potential chimic. Transportul activ –În afară de fenomenele de transport care tind să anuleze gradienţii care le generează, deci se desfăşoară spontan, fiind denumite generic transport pasiv, în organismele biologice există fluxuri orientate împotriva acestor gradienţi, pe care tind să-i amplifice. Ele poartă numele de transport activ şi nu se desfăşoară spontan, ci sunt cuplate la nivel microscopic cu hidroliza unor compuşi macroergici sau cu alte fluxuri pasive. .Mecanismul de tip curgere capilara - Pentru solventul pur, fluxul este dat de legea Hagen-Poiseuille:

J l = εm ( dp2/32ηΔx) Δp (39)

dp - diametrul porilor η - vascozitatea dinamica εm - porozitatea membranei εm = N πr ς N- numarul porilor r= dp/2

ς- factor de sinuozitate in procesele care implica membrane poroase la suprafata lor se poate forma un strat de solvat care induce o rezistenta hidraulica suplimentara, fenomen cunoscut sub denumirea de polarizare de concentratie. Fluxul va fi o functie de regimul de curgere, laminar sau turbulent, caracterizat de coeficientul de transfre de masa: Kd= f(Re Sc fs) (40) Re- numarul lui Reynolds Sc- numarul lui Schmidt fs- factorul de scara

In ultima parte a lucrarii au fost discutate diverse aspecte particulare privind transportul pasiv: dispersie, structurare si amestecare- in dispozitive microfluidice

Multe sisteme microfluidice sunt utilizate pentru a manipula distributia speciilor chimice. Separarile chimice, de exemplu, separa fizic componentele unui amestec multi-component astfel incat cantitatile fiecarei componente sa poata fi analizate sau astfel incat speciile folositoare sa poata fi concentrate sau purificate dintr-un amestec. Multe dintre analizele biochimice, de exemplu microretelele de ADN, necesita punerea in contact a unui reactiv cu o intreaga suprafata functionala, de exemplu, astfel incat reactivii din sistem sa fie bine amestecati. Cercetarile cineticii omogene in solutie necesita ca un sistem sa devina bine amestecat intr-un interval de timp mai scurt decat cinetica reactiei. La polul opus, eliminarea functionalitatii dintr-o variatie in spatiu a chimiei suprafetei depinde adesea de capacitatea de a structura chimia suprafetei prin tehnici speciale care necesita ca elementele/componentele solutiei sa ramana neamestecate.

Aceste subiecte motiveaza o discutie despre ecuatia scalara pasiva de transport. Aceasta ecuatie de convectie-difuzie guverneaza transportul oricarei proprietati conservate care este purtata impreuna cu o curgere a fluidului, se misca impreuna cu fluidul si nu afecteaza acea curgere a fluidului. Speciile chimice si temperatura reprezinta doua exemple care pot fi manevrate in acest fel, atata timp cat (1) concentratia chimica sau variatiile de temperatura sunt suficient de scazute incat proprietatile de transport precum densitatea sau vascozitatea sa poata fi considerate constante, si (2) campurile electrice sunt neglijate, ceea ce poate cauza migratia speciilor chimice in fluid.

Obţinere de filme auto-asamblabile (15.06.2014) Având în vedere obiectivul subsidiar al acestui proiect de studiere a aspectelor energetice în procese osmotice,

prezenta etapă a avut drept rezultat abordarea originală a unui element de mare importanţă intr-un proces osmotic, anume membrana de separare/desalinizare. În acest sens, s-a deschis o etapă nouă în demersul ştiinţific iniţiat în acest

55

proiect, anume abordarea proceselor de auto-asamblare din perspectiva realizării unor membrane autoasamblate pe bază de oxid de grafenă. Termenul general de „autoasamblare” (self-assembly) descrie procesele în care entităţi de mărimi diferite (atomi, molecule, agregate de molecule etc.) se aranjează ordonat în structuri funcţionale. În ultima decadă procesele de auto-asamblare au devenit o strategie pentru manipularea structurală a materiei la scală moleculară. În prezent există 3 dimensiuni (ca scala de masură) pentru care autosamblarea este importantă, dimensiunea moleculară, nano–dimensiunile (coloizi, nanofire, nanosfere.. şi structuri înrudite) şi scala mezo şi macroscopică (obiecte cu dimensiuni cuprinse de la microni la centimetri) Regulile care guvernează auto-asamblarea în fiecare din domeniile amintite sunt similare dar nu identice. In sfera autoasamblării există o multitudine de oportunităţi de fabricare a unor structuri cu potenţial aplicativ dovedit. Filmele/membranele autoasamblate pe bază de oxid de grafenă constituie un subiect intens mediatizat şi abordat de centre internaţionale de cercetare recunoscute. Ultimele realizări în domeniul amintit aparţin Massachusetts Institute of Technology (MIT) , Oak Ridge National Laboratory şi King Fahd University of Petroleum and Minerals care au început să-şi facă cunoscute cercetările încă din 2009 privind posibilităţile de fabricare a unor membrane pe baza de grafene destinate desalinizării şi proceselor de nanofiltrare. Cu toate că principalul contractor SUA pe probleme de securitate - Lockheed Martin – (leading contractor for the U.S. Department of Energy and the National Aeronautics and Space Administration (NASA) a anunţat anul trecut reusita realizării unei membrane pe baza de grafena - Perforene’, pentru desalinizarea apei – momentul comercializării acesteia este încă departe. Cu toate acestea, in WDR (water desalination report, 2014- http://www.desalination.com/wdr/50/9/graphene-membrane-technology-update) se precizează că cercetările în acest domeniu sunt încă la început şi ca dezvoltarea unor membrane pe baza de grafenă proiectate pentru aplicaţii de desalinizare şi producerea acestora la scală industrială vor necesita cercetări aprofundate. (Even with all of the activity, one thing is very clear: readers who are impatiently waiting to test new graphene membranes should relax. It will likely be years before commercial elements are ready for desalination applications. This is not meant to sound discouraging, it simply means that developing the ability to mass produce a one-atom thick, defect-free material with functionalized pores or channels that are measured in angstroms will not happen overnight. Selective Ionic Transport through Tunable Subnanometer Pores in Single-Layer Graphene Membranes, O’Hern, et al., Nano Letters, 3 February 2014) Membranele pe baza de oxid de grafenă au fost recente promovate pentru aplicaţii de filtrare a apei (desalinizare, osmoza directă). Capilaritatea dezvoltată în astfel de membrane permite permeaţia rapidă a apei - astfel de membrane/filme comportându-se ca site moleculare (Science 14, February 2014: Vol.343 no.6172 pp.752,754, DOI: 10.1126/science.12457) În contextul descris, în cadrul acestei etape: - s-a realizat: un studiu teoretic privind procesele de auto-asamblare (de la procese naturale până la autoasamblare de materiale sintetice) - au fost desfaşurate experimentări menite să pună în evidenta posibilitatea susţinerii unui proces de autoasamblare în cazul unor soluţii coloidale de oxid de grafena şi realizarea unor filme auto-asamblate pe baza de oxid de grafenă

Au fost obţinute suspensii coloidale de oxid de grafenă prin ultrasonarea a diferite tipuri de oxid de grafit obţinut prin: metoda Hummers, Brodie şi Hummers modificată (Hummers WS, Offeman RE. Preparation of graphitic oxide. J Am Chem Soc 1958;80:1339–40.; (Brodie BC. Hydration behavior and dynamics of water molecules in graphite oxide. Ann Chim Phys 1860;59: 466–72) .

Procesul de auto-asamblare a fost pus în evidenţă prin formarea de filme omogene şi compacte fără intervenţie externă, în soluţii apoase de oxid de grafenă.

Au fost obţinute 4 variante experimentale de filme autoasamblate pe baza de oxid de grafenă. Pentru obţinerea filmelor autoasamblabile pe baza de oxid de grafenă au fost folosite două concentraţii de oxid de

grafit, anume 0.5 şi 1.5mg/ml. In anumite variante experimentale s-a apelat la reducerea chimica a oxidului de grafenă prin tratare cu monohidrat

de hidrazina (1 µl/5mg oxid de grafit) urmata de tratament termic la 800C timp de 1-4 ore fără agitare. După tratamentul termic – indiferent de aplicarea sau nu a procedurii de reducere se constată formarea unui

film subţire la suprafaţa dispersiei apoase concomitent cu formarea de aglomerate mari de particule precipitate din dispersia coloidală.

Filmul subţire format la interfaţa apa-aer a fost colectat pe diferite substraturi ca: sticla, grafit sintetic, Si aurit, membrană filtrantă. Filmele rezultate au avut dimensiuni de aprox. 1.3 µm.

Pentru a pune in evidenta reuşita obţinerii oxidului de grafit intr-o prima încercare de caracterizare au fost efectuate difracţii de raze X si microscopie electronica de baleiaj. Din datele de difracţii de raze X este evidentă formarea oxidului de grafit.(fig.1.)

56

Fig. 2.1. Difracţii de raze X pentru varianta experimentala V1. ( oxid de grafit)

Imaginile SEM arata ca filmele autoasamblate pe baza de oxid de grafenă constau din straturi subţiri, curbate şi strâns agregate. Grosimea regiunilor curbate a fost identificată din date de SEM ca fiind situată între 2 si 7 nm. Aceste date sugerează formarea straturilor individuale de oxid de grafenă reduse. (fig. 2.1)

Rezultatele obţinute (morfologia filmelor autoasamblate pe baza de oxid de grafenă sunt comparabile cu datele din literatura şi atesta ca filmele obţinute sunt filme pe baza de nanostructuri grafenice.

La nivel macro (cm) probele obţinute sunt uniforme (foto 1). În acesta etapa experimentală, acest proces ne-optimizat poate conduce la obţinerea de membrane de

dimensiuni mari. Grosimea filmelor autoasamblate este strict de dependentă de o multitudine de parametrii cum ar fi:

o tipul oxidului de grafit precursor, o concentraţia hidrosolului (conc. oxidului de grafit in solventul de dispersie), o tipul solventului de dispersie, o timpul de ultrasonare, o procedura de reducere (parţială) a oxidului de grafenă (temperatura, conc. reducător, tip de reducător),

Membranele pe baza de oxid de grafena au fost recente promovate pentru aplicatii de filtrare a apei (desalinizare, osmoza directa). Capilaritatea dezvoltata in astfel de membrane permite permeaţia rapidă a apei - astfel de membrane/filme comportându-se ca site moleculare .

Exfolierea oxidului de grafena pentru a produce straturi de grafenă furnizează numeroase cai de obţinere a grafenelor funcţionalizate. Cu toate ca oxidul de grafit este uşor dispersabil în apa şi diferiţi solvenţi organici, d.p.v. electric este izolator şi termic instabil. De aceea, o reducere cel puţin parţială poate restaura caracteristicile electrice la limita existentă în precursor (Science, February 2014: Vol.343 no. 6172 pp. 752,754 ,

DOI: 10.1126 / science. 1245711) Imagini SEM ale filmelor auto-asamblate obţinute

Fig. 2.2. Imagini SEM ale unor nanostraturi de grafena cu structura sandwich (graphene nanosheets with sandwich structure) Date de literatura : a, b : S. Stankovich et al. / Carbon 45 (2010) 1558–1565 Volume 49, Issue 28, pages

4795-4799,

57

Fig. 2.3. Imagini SEM Morfologie filme autoasamblate Pe baza de oxid de grafenă reduse – nanostraturi de grafenă cu structură sandwich obţinute in cadrul proiectului nucleu;

Fig. 2.4. Imagine SEM -film autoasamblat- morfologie de tip sandwich de nanostraturi de grafene proiect nucleu 2014

Fig. 2.5. SEM images of Graphene Based Nanosheets with a Sandwich Structure Angewandte Chemie International Edition

58

Foto.1. Imagini ale filmelor autoasamblate pe bază de oxid de grafenă obţinute

Fig. 2.6. Film autoasamblat depus pe sticla măsurată pe sticlă: a) reprezentare grafică a matricei de înălţimi, b) zona observata de către profilometru, c)profilograma, d)histograma înălţimii punctelor

măsurat

Membrane destinate procesului de osmoza directă. In cadrul etapei au fost efectuate o serie de investigatii privind proprietatile fizico-chimice ale filmelor

autoasamblate pe baza de oxid de grafena obtinute in etapa precedenta. Scop: Caracterizarea filmelor auto-asamblate pe baza de oxid de grafena obtinute in etapa 3/2014 a proiectului,

in vederea evaluarii potentalului aplicativ. In acest sens, pentru doua tipuri de filme autoasamblate pe baza de oxid de grafena (denumite pentru simplitate

„membrana tip 1 /membrana tip 2”)au fost efectuate: analiza FTIR pentru punerea in evidenta a eventualelor grupari functionale existente la suprafata/in planul grafenic

de baza al oxidului de grafena obtinut; analiza structurala de raze X-in vederea punerii in evidenta a picului corespunzator oxidului de grafena ( 9-100-

2Ɵ) masurarea unghiului de contact cu apa- in vederea aprecierii caracterului hidrofob/hidrofil al filmelor caracterizari electrochimice ale filmelor (ca electrod sau/si ca potential material de membrana) Rezultatele FTIR confirma existenta grupelor functionale cu oxigen. Analizele FTIR au evidentiat grupari care

contin in principal oxigen cu o banda de adsorbtie la 3340cm-1 fiind atribuita vibratiilor de intindere ale gr. O-H. Picurile de adsorbtie de la 1730cm-1 si 1630cm-1 pot fi atribuite vibratiilor gr. C=O sau carboxil si/sau carbonil. Picurile de adsorbtie inregistrate la 1226cm-1 si 1044cm-1 pot fi atribuite vibratiilor de intindere ale legaturilor C-O.

Desi prezenta grupelor functionale cu oxigen posibil localizate la suprafata oxidului de grafena sunt responsabile de caracterul hidrofil al acestuia , totusi, valoarea unghiului de contact cu apa inregistrat pentru cele doua tipuri de membrane s-a situat peste valoare de 700 – (raportata in literatura de specialitate ca fiind o valoare caracteristica materialelor hidrofobe- grafena este cunoscuta ca fiind hidrofoba). Aceasta valoare demonstreaza eficienta tratamentului chimic aplicat oxidului de grafit pentru a exfolia in straturi grafenice separate (reducerea gruparilor cu oxigen: termic si/sau chimic) ;

Imaginile SEM (microscopie electronica de baleiaj) ale variantelor experimentale de filme auto-asamblate pe baza de oxid de grafena au evidentiat existenta unor straturi translucide cutate si suprapuse de grafena

a) b)

c) d)

59

o Grosimea straturilor de oxid de grafena aproximate prin SEM se situeaza in jurul valorii de 2-5nm- grosime corespunzatoare a 2-5 straturi de grafena (Novoselov, K. S., Geim, A. K., Morozov, S. V., Jiang, D., Zhang, Y., Dubonos, S. V.,Grigorieva, I. V. and Firsov, A. A. (2004). Electric field effect in atomically thin carbon films. Science, Vol.306, No.5296: pp.666-669,ISSN 0036-807).

Fig.1.Imagini SEM ale filmelor autoasamblate pe baza de oxid de grafena obtinute Caracterizarea electrochimica a filmelor auto-asamblate a condus la urmatoarele concluzii:

o Testarea membranelor s-a realizat atit intr-o celula cu 2 compartimente, folosind un sistem cu 2 electrozi, cit siin celula necompartimentata - intr-un sistem cu 3 electrozi (membranele fiind testate ca si electrod);

o potentialul stationar se mentine la o valoare constanta, indicand o stare de echilibru a sistemului, atit in cazul sistemului fara membrana cit si in cazul membranelor de tip 1 si tip 2 introduse in celula de testare;

o la toate probele testate prin spectroscopie de impedanta electrochimica se observa aparitia a cate unui semicerc Debye, bine conturat, care pune in evidenta comportamentul capacitiv al acestora;

o valoarea capacitatii stratului dublu electric determinata prin regresie circulara din testele de spectroscopie de impedanta electrochimica (diagrame Nyquist) este mult mai mare in cazul sistemului fara membrana (319.3 μF/cm2), comparativ cu capacitatile membranelor de tip 1 si tip 2 introduse in celula de testare;

Ciclovoltamogramele evidentiaza caracterul diferit al activitatii electrochimice ale celor doua tipuri de membrane; practic una dintre ele este activa, cealalta pasiveaza (izoleaza electric) suportul electrodic.

In vederea stabilirii potentialului aplicativ al acestor tipuri de materiale (filme auto-asamblate pe baza de oxid de grafena) se are in vedere ca in fazele urmatoare sa se realizeze o analiza complexa a dependentei caracteristicilor fizico-chimice de etapele procesului de sinteza a oxidului de grafena si conditiilor de reducere a oxidului de grafena.

Conditiile de realizare a testarilor electrochimice sunt puternic dependente de sistemul aplicativ tinta- in consecinta sistemul de masura trebuie regandit/optimizat in functie de aplicatia finala ce vizata pentru astfel de materiale.

Optimizare proiect execuţie pentru generator electric supraconductor cu excitaţie magneţi permanenţi.

Elemente de optimizare Generatorul electric supraconductor cu excitatie cu magneti permanenti, avand aplicatii in domenii cu plaja

mare de turatii de functionare, impune optimizarea geometriei transversale, din punctul de vedere al dimensiunilor si materialelor active utilizate. Acestea au ca efect:

- Cresterea eficientei masinii supraconductoare, prin utilizarea magnetilor permanenti in circuitul magnetic; - Reducerea cuplurilor mecanice parazite datorate prezentei magnetilor permanenti si a reluctantei magnetice

variabile din geometria transversala. Elementele constructive optimizate: 1. subansamblul rotor cu magneţi permanenţi; 2. subansamblu stator cu indus din bobine supraconductoare HTS; 3. sistem criogenic de răcire al statorului. Subansamblu rotor este alcatuit dintr-un jug magnetic realizat din tole ferosilicioase (sau dintr-o piesa metalica

masiva cu proprietati magnetice). Pe acest piesa se fixeaza, prin lipire si / sau compundare, magnetii permanenti din NdFeB, tip N40, ale caror

proprietati magnetice sunt prezentate in fig. 1.

60

Fig. 1. Curba de demagnetizare a magnetului NdFeB tip N40

Numărul de magneţi ce se vor fixa pe periferia subansamblului rotor va fi de 6 buc. Subansamblul stator Tinand cont de faptul ca bobinele supraconductoare nu pot fi preformate inainte de a fi introduse in crestaturi

iar diametru minim de indoire in vederea realizarii bobinei supraconductoare este de 30mm, s-a adoptat ca distanta minima intre laturile de ducere si laturile de intoarcere a bobinei este de 32mm.

Din acelasi motiv, infasurarea nu poate fi realizata cu un pas y mai mare decat o crestatura. Rezulta ca infasurarea indusului nu poate fi realizata decat in doua straturi cu laturile de ducere si intoarcere (de la cele doua bobine diferite) adiacente.

Circuitul magnetic al subansamblului statoric este realizat din tole ferosilicioase prezentand 9 crestaturi uniform distribuite pe interiorul acestuia.

O alta dificultate de realizare a acestui subansamblu il constituie faptul ca pachetul statoric de tole nu poate fi rotit, in vederea reducerii cuplului mecanic parazit.

Materialul supraconductor utilizat in realizarea infasurarii indusului este de tip YBCO produs de catre SuperOx, avand caracteristicile prezentate in fig. 2 si tab. 1.

Temperatura critica a acestui tip de material supraconductor este de 92K, ceea ce permite intrarea in starea supraconductoare inclusiv la temperatura azotului lichid de 77K.

Fig. 2. Proprietatile materialului supraconductor YBCO produs de firma SuperOx, utilizat in realizarea infasurarii

generatorului supraconductor

Tabel 1. Caracteristici ale materialului supraconductor YBCO produs de firma SuperOx Nr. crt. Caracteristica supraconductor YBCO valoare u.m.

1 Lungime bobina 100 mm 2 Latime bobina 40 mm 3 Nr. Spire/galet 18 - 4 Banda HTS - latime 6 mm 5 Banda HTS - grosime 0.11 mm

61

6 Curent critic@77K (c.c.) 105 A 7 Densitate maxima de curent 9300 A/cm2 8 Diam. minim indoire 30 mm

Sistemul de racire. Pachetul de tole statoric se introduce prin presare intr-o carcasa din dural, tip A6061,

prevazuta pe exterior cu un filet cu pas marit si trei inceputuri. Peste aceasta carcasa se va presa o a doua carcasa, exterioara, cu suprafata lisa de contact cu carcasa precedenta. Cele doua carcase formeaza sistemul de racire prin conductie al masinii electrice supraconductoare si este prevazut cu inele de etansare din teflon in vederea izolarii zonei de racire a criocoolerului de zona vidata.

Calcul maşina optimizata. Tema de proiectare Proiectarea unui generator supraconductor, cu următoarele caracteristici: - puterea maxima aparenta: maxim 7000 W; - numărul de faze: mf = 3;

- tensiunea maxima furnizata la borne: 3x35 V; - factorul de putere: cos φ =1; - gama de turaţii: maxim 1000 rpm; - construcţie verticală, normală cu întrefier radial (armături cilindrice concentrice, cu rotorul interior şi statorul

exterior); - inductorul este prevazut cu magneţi permanenţi din NdFeB - clasa de izolaţie: F - mod de răcire: conductie si radiatie prin crioracire - grad de protecţie: IP 65 In cadrul prezentului capitol, s-au dezvoltat o serie de ecuatii pentru dimensionarea unei masini electrice

supraconductoare cu magneti permanenti. Calculele matematice au fost efectuate pentru trei modalitati diferite de abordare in vederea determinarii

dimensiunilor geometriei transversale: - in cadrul primei abordari, se considera ca permeabilitatea fierului este infinita fe iar permeabilitatea

magnetilor egala cu unitatea 1mr

. In acest fel se va realiza o supra evaluare a marimilor, obtinandu-se insa o

evaluare a nivelurilor acestora; - in cea de a doua serie de calcule se utilizeaza calculul in lungul liniilor de camp magnetic, tinandu-se cont de

caderile de tensiune magnetica pe fiecare element component al geometriei transversale; - in final, se va efectua o optimizarea a geometriei. Calculele se efectueaza cu elemente finite, pentru regimul

magnetic tranzitoriu, pentru care va fi utilizat programul FLUX/2D si se va tine cont de parametrii si caracteristicile specifice supraconductoarelor.

Tanand cont de faptul ca excitatia masinii supraconductoare, ce se doreste a fi realizata, este prevazuta cu magneti permanenti, calculul circuitului magnetic se poate efectua cu relatiile utilizate curent in cazul masinilor clasice cu magneti permanenţi.

62

Fig. 17. Ansamblul general generator supraconductor cu magneti permanenti.

Execuţie model experimental de generator supraconductor cu excitaţie cu magneţi permanenţi. Obiectivul prezentei etape de cercetare, a constat in execuţia modelului experimental de generator electric supraconductor de c.a. cu excitaţie cu magneţi permanenţi. Modelul experimental de generator HTS are in componenta sa următoarele subansamble:

4. Criostatul bobinelor supraconductoare 5. Rotorul cu sistemul de magneti permanenti 6. Statorul cu sistemul de bobine supraconductoare HTS 7. Carcasa generatorului.

Fig. 1.1. Modelul experimental de generator supraconductoar cu magneţi permanenţi - schema de principiu.

1. Criostatul bobinelor HTS. 2. Magneţi permanenţi, 3. Rotor, 4. Ax rotoric. 5. Bobine HTS, 6. Criostatul (carcasa) generatorului. 7. Miez statoric.

a. Criostatul bobinelor supraconductoare Este o incinta inchisa, destinata mentinerii temperaturilor joase (-196C) necesare bunei functionari (regimului termic necesar) bobinelor supraconductoare. Aceasta incinta are forma cilindrica, adapostind in interiorul ei statorul cu sistemul de bobine statorice supraconductoare. Totodata, acesta va permite miscarea rotativa a rotorului in interiorul ei (figura 1.2.). Realizat din otel inoxidabil austenitic, criostatul permite circulatia libera (sub presiune) a agentului criogenic (azot lichid), astfel incat criostatul sa fie „plin” cu lichid criogenic, in vederea mentinerii imersate a bobinelor HTS. Dimensiunile acestuia sunt:

- lungime: 291,5mm; diametru exterior: 240mm; diametrul interior: 120mm

63

Fig. 1.2. Criostatul bobinelor

supraconductoare si ansamblul statoric. Fig.1.3. Ansamblu rotor generator.

b. Rotorul cu magneţi permanenţi Rotorul generatorului are in esenta trei parti principale (fig. 1.3.): corpul rotoric pe care sunt montati magnetii permanenti, magnetii si axul rotoric. Axul rotoric este realizat din otel inoxidabil austenitic, corpul rotoric din OL 37, iar magnetii permanenti sunt de tip NdFeB. Astfel, pe corpul rotoric sunt montati prin lipire, sase magneti permanenti de tip NdFeB, cu sectiune de forma de lentila plan-convexa, care vor asigura excitatia generatorului.

Dimensiuni ax rotoric: lungime: 492mm, diametrul max. 58mm Dimensiuni corp rotoric: lungime: 101 mm; diametru exterior: 111mm; masa 5,2kg Dimensiuni magnet: lungime 100 mm; latime 45mm; inaltime 10mm; raza curbura : 60 grade; masa 0,27kg. c. Statorul cu sistemul de bobine supraconductoare Statorul generatorului Statorul generatorului este alcatuit in principal din miezul statoric si din sistemul de bobine statorice supraconductoare (fig. 1.4).

Fig. 1.4. Ansamblul statoric. Fig. 1.5. Bobina supraconductoare HTS

Miezul statoric, este realizat din tole de tabla ferosilicioasa de 0,5mm grosime si profilat corespunzator geometriei bobinelor statorice supraconductoare. Dimensiunile acestuia sunt: lungime: 100,5 mm, diametru exterior: 180mm; diametrul interior: 120mm iar masa este de 5,5 kg. Acesta este centrat si fixat de criostat prin intermediul a doua flanse de fixare. Sistemul de bobine supraconductoare statorice Generatorul supraconductor de c.a., porneste de la conceptul de generator electric conventional. El este conceput sa aibe 9 bobine supraconductoare HTS dispuse echidistant pe circumferinta statorului. Acestea sunt conexate prin inseriere cate trei, in vederea generarii unui curent alternativ trifazat. Acestea sunt realizate sub forma de „stadion” din banda supraconductoare HTS de tip YBCO, ca in figura 1.5. Dimensiunile acestora sunt: lungime: 174mm; latime 46 mm; latime interioara: 32mm, numar de spire: 22/galet. d. Carcasa generatorului

64

Are rolul de a asigura conditiile corecte de functionare a generatorului din punct de vedere a izolarii termice a bobinelor supraconductoare. In acest scop, interiorul acestuia se va vida un nivel de presiune interioara de maxim 0,001 mbar. Datorita acestei conditii de functionare, el trebuie sa asigure o etanseitate suficienta la nivelul axului rotoric. In acest sens, se utilizeaza un sistem de etanseizare cu semering. Carcasa, s-a executat din otel inoxidabil austenitic si este prevazuta cu stut de vidare (cuplare la pompa de vid) si doua stuturi speciale: unul pentru accesul azotului lichid spre criostatul bobinelor si altul pentru iesirea acestuia in afara criostatului. Tot pe carcasa sunt montate etans si cele sase terminale de iesire a curentului trifazat produs de generator. In fig. 1.6, este redat ansamblul general al generatorului electric supraconductor, de c.a. realizat.

Fig. 1.6. Vedere ansamblul generator electric supraconductor cu magneţi permanenţi.

În concluzie, obiectivele etapei prezente au fost executate integral si se propune continuarea lucrărilor in vederea realizării de teste experimentale pentru stabilirea performantelor electrice ale generatorului electric supraconductor. Testarea generatorului supraconductor Generatorul supraconductor, realizat în cadrul etapei anterioare, a fost supus unor teste şi măsurători în vederea stabilirii funcţionalităţii acestuia. Astfel, au fost efectuate teste preliminare pentru asigurarea condiţiilor de funcţionare in regim supraconductor:

- Vidarea incintei generatorului, la un nivel de 0,001 mbar - Răcirea criostatului generatorului, până la 77K, temperatura finală pentru statorul supraconductor

Testele realizate pentru stabilirea caracteristicilor funcţionale ale modelului experimental de generator electric supraconductor au fost realizate după cum urmează:

- măsurarea tensiunilor generate de cele trei faze, la funcţionarea în gol, la temperatura ambianta - măsurarea tensiunilor generate de cele trei faze, la funcţionarea în gol, la temperatura de 77K - măsurarea tensiunilor generate de cele trei faze la funcţionarea în sarcina

Schema montajului stea utilizata pentru măsurători:

65

1. Tensiunea în gol în funcţie de turaţie , la t=24C n [rpm] U1 [V] U2 [V] U3 [V] 100 7.8 7.9 7.6 200 15.4 15.8 15.2 300 23.1 23.6 22.8 400 30.9 31.4 30.5 500 38.7 39.3 38.2 600 46.2 46.8 45.7 700 52.8 56 53.7

Tensiunea in gol in functie de turatie

0

10

20

30

40

50

60

0 200 400 600 800

Turatia [rpm]

Ten

siu

nea

[

V]

Tensiune faza 1

Tensiune faza 2

Tensiune faza 3

Tensiunea în funcţie de turaţie în gol, la temperatura mediului ambiant 24C, 2. Tensiunea în gol în funcţie de turaţie la t=77K

n [rpm] U1 [V] U2 [V] U3 [V] 100 8.3 8.3 8.3 200 16.3 16.7 16 300 24.4 24.8 24.1 400 32.3 32.7 32 500 40.2 40.6 39.8 600 48.2 48.4 47.7 700 56.3 57 55.9

2Ω

2Ω

2Ω

U12

U23

U13

I=1.3

66

Tensiunea in gol in functie de turatie

0

10

20

30

40

50

60

100 200 300 400 500 600 700

Turatia [rpm]

Ten

siu

nea

[

V]

Tensiune faza 1

Tensiune faza 2

Tensiune faza 3

Tensiunea în funcţie de turaţie în gol, la 77K 3. Măsurători în sarcina, Rs – 3 x 2 ohm Tensiunea în funcţie de turaţie în sarcina, la 77K, Măsurători în sarcina, Rs – 3 x 2 ohm

n U1 U2 U3 I1 I2 I3 M 100 8.2 7.7 7.7 2.5 2.3 2.2 12 200 15.4 14.9 14.5 4.7 4.5 4.4 14.3 300 21.5 20.9 19.9 6.6 6.4 6.2 17 400 27.2 26.5 24.7 8.2 8.2 7.7 18 500 31.3 29.7 29.6 9.6 9.6 9 19.5 600 35.6 35.2 34.6 10.4 10.8 10 21.2

Tensiunea in sarcina in functie de turatie, Rs = 3 x 2 ohm

0

5

10

15

20

25

30

35

40

100 200 300 400 500 600

Turatie [rpm]

Ten

siu

nea

[

V]

Tensiunea 1

Tensiunea 2

Tensiunea 3

Tensiunea în funcţie de turaţie în sarcina, la 77K

4. Caracteristica de ieşire a generatorului

67

Rezultă că: - caracteristica de funcţionare în gol este liniară cu turaţia

- tensiunea generata în sarcina, la 600rpm, a fost de 35 V - puterea generată la 600rpm a fost de 1kW.

Realizarea prototipului instalaţiei uşoare de foraj puţuri apa FA 100.

Instalaţia uşoară de foraj puţuri apă tip FA100 este destinată realizării de puţuri cu adâncimi de până la 100m şi diametru de 230mm, care pot avea cele mai diverse aplicaţii, cum ar fi: puţuri tubate de apă, puţuri pentru schimbătoare de căldură şi / sau absorbţie/refulare apă freatică în sistemele termice cu pompe de căldură etc. În etapele anterioare au fost concepute şi proiectate toate elementele unei instalaţii de foraj „uşor” – adică cu masa de până 300kg., tip FA100 şi a fost realizat capul de foraj al instalaţiei FA100. În acest context, obiectivele prezentei lucrări sunt: 1. Realizarea subansamblurilor şi reperelor aferente ansamblului instalaţiei uşoare de foraj puţuri apă tip FA100 conform proiectului şi a desenelor de execuţie; 2. Experimentarea instalaţiei de foraj FA100 realizat.

Fig. 2.25. Instalaţia uşoară de foraj puţuri apă FA100, varianta cu troliu electric de manevră şi troliu manual de manevră

68

Experimentarea instalatei FA 100, s-au realizat prin forarea a două puţuri, după cum urmează chiar la cererea unor beneficiari:

1. Puţ de apă forat la adâncimea H=64m, diametrul D=230mm, în locaţia Ciofliceni, Snagov, cu instalaţia FA100 varianta cu troliul de manevră manual, în sol argilos mediu-tare;

2. Put de apa forat la adâncimea H=65m, diametrul D=230mm, în locaţia Săftica, Ilfov. cu instalaţia FA100 varianta cu troliul de manevră electric 220V EW1800, în sol argilos mediu-tare.

Fig. 2.31. Batalul cu fluid de foraj, Săftica şi Ceofliceni (dreapta)

Puţurile au fost forate prin metoda de foraj rotativ hidraulic cu circulaţia directa de fluid de foraj (mud

rotary drilling) [1 ÷ 4], respectiv rotirea sapei de foraj fixată la capătul coloanei de prăjini şi prin intermediul fluidului de foraj care circulă prin interiorul prăjinilor şi duzele sapei şi care spală talpa sondei sub presiune, degajând talpa sondei de detritus şi sfărâmături. Apăsarea pe sapă s-a realizat sub greutatea proprie a capului de foraj şi a garniturii de prăjini de foraj.

Puţurile Ciofliceni şi Săftica, s-au forat cu sapa de foraj rotindu-se cu turaţia Nnom=135rpm, corespunzător momentului maxim al motorului cu ardere internă de acţionare al capului de foraj, Mmax=27,1Nm.

Fig.2.36. Forajul puţului cu H=65m D=230mm, Săftica şi H=64m D=230mm, Ciofliceni (dreapta)

0 3.2 6.4 9.6 12.8 16 19.2 22.4 25.6 28.8 32 35.2 38.4 41.6 44.8 48 51.2 54.4 57.6 60.8 640

0.019

0.038

0.057

0.076

0.095

0.11

0.13

0.15

0.17

0.19

0.21

0.23

0.25

0.27

0.28

0.3

0.32

0.34

0.36

0.38Vavans_sapa=F(Adancime)

Adancimea Hi [m]

Vite

za a

van

s sa

pa

Vs

[m/m

in]

0.38

0

Vsi

640 Hi

0 3.2 6.4 9.6 12.8 16 19.2 22.4 25.6 28.8 32 35.2 38.4 41.6 44.8 48 51.2 54.4 57.6 60.8 640

0.022

0.044

0.066

0.088

0.11

0.13

0.15

0.18

0.2

0.22

0.24

0.26

0.29

0.31

0.33

0.35

0.37

0.4

0.42


Adancimea Hi [m]

Vite

za a

van

s sa

pa

Vs

[m/m

in]

0.44

0

Vsi

640 Hi

69

Fig. 2.39. Graficul variaţiei Vitezei de avans la sapa de foraj cu 3 lame armate cu plăcuţe din carburi metalice, funcţie de adâncimea pentru puţul Ciofliceni (H=64m,

D=230mm)

Fig. 2.40. Graficul variaţiei Vitezei de avans la sapa de foraj, funcţie de adâncimea forată cu FA100-troliu manual, sapa de foraj D=230mm cu 3 conuri, puţul

Ciofliceni (H=64m, D=230mm)

0 3.25 6.5 9.75 13 16.25 19.522.75 26 29.25 32.535.75 39 42.25 45.548.75 52 55.25 58.561.75 650

0.019

0.038

0.057

0.076

0.095

0.11

0.13

0.15

0.17

0.19

0.21

0.23

0.25

0.27

0.28

0.3

0.32

0.34

0.36


Adancimea Hi [m]

Vite

za a

vans

sap

a V

s [m

/min

]

0.38

0

Vsi

650 Hi

0 3.25 6.5 9.75 13 16.25 19.522.75 26 29.25 32.5 35.75 39 42.25 45.5 48.75 52 55.25 58.561.75 650

0.022

0.044

0.066

0.088

0.11

0.13

0.15

0.18

0.2

0.22

0.24

0.26

0.29

0.31

0.33

0.35

0.37

0.4

0.42


Adancimea Hi [m]

Vite

za a

vans

sap

a V

s [m

/min

]

0.44

0

Vsi

650 Hi

Fig. 2.42. Vitezei de avans la sapa de foraj, funcţie de adâncimea forată cu FA100 - troliu electric, foraj de

finisare cu sapa de foraj D=230mm cu 3 conuri, puţul Săftica (H=65m, D=230mm)

Fig. 2.41. Vitezei de avans la sapa de foraj, funcţie de adâncimea forată cu FA100-troliu electric, foraj de

degroşare cu sapa de foraj D=230mm cu 3 lame armate cu plăcuţe din carburi metalice, puţul Săftica (H=65m,

D=230mm) În timpul forării experimentale a puţului Ciofliceni cu H=64m D=230mm şi Săftica cu H=65m şi D=230mm,

instalaţia de foraj FA100 a funcţionat fără defecţiuni şi avarii, la parametrii proiectaţi. Din determinări experimentale au rezultat:

- Turaţia nominală la sapa de foraj Ns=135 RPM; - Instalaţia a avut o viteză de avans corespunzătoare în formaţiunile geologice forate (argile de tărie mediu-tare, argile nisipoase, nisip fin mediu cu pietriş mărunt la bază) şi anume: - Vas=0.125÷0.375 [m/min] pentru forajul de degroşare; - Vas=0,15÷0,43 [m/min] pentru forajul de finisare, inclusiv la traversarea straturilor acvifere Colentina şi Mosiştea – nu au fost înregistrate avarii la puţ (blocări de sapă, prăbuşire de puţ, pierdere de circulaţie de fluid de foraj etc.); - capacitate corespunzătoare – s-au forat complet prin 2 marşuri (degroşare şi finisare) cele 2 puţuri cu H=65m, D=230mm în timp de 3 zile fiecare; - Viteza de ridicare la cârlig a fost: - Vc=0,7÷2,5 [m/min] pentru instalaţia prevăzută cu troliu de manevră manual;

- Vc=4 [m/min] pentru instalaţia prevăzută cu troliu de manevră electric; - Consumul de benzină al motorului cu ardere internă de acţionare al capului de foraj a fost: de cca. Q=2,5÷3,3 [litri/oră]; - Consumul total de benzină pentru forajul unui puţ cu H=65m D=230mm a fost pentru 2 marşuri de foraj (degroşare+finisare) de aprox. V=30 [litri]; - Nu s-au înregistrat uzuri, defecţiuni şi avarii ale pieselor de uzură în timpul forajelor experimentale;

Fig.1. Instalaţia de foraj FA100-varianta cu troliu de manevră mecanic, vedere partea de jos a instalaţiei de foraj. 1-Capul de foraj; 2-Motorul cu ardere internă de acţionarea a capului de foraj; 5-Capacul rezervorului ulei motor; 9-Reductorul planetar; 11-Lăgăruirea capului de foraj; 12-Ax cap foraj; 13-Cap spălare; 15-Suport cap foraj; 16-Dispozitiv de comandă a acceleraţiei motorului; 18-Holender de cuplare furtun DN2in; 19-Reducţie M55-NW cap spălare; 20- Mastul de foraj; 21-Cadru bază mast; 22-Cadru bază de rezistenţă; 23-Broasca cu 2 pene

70

pentru prăjină NW; 24-Tren rulare; 27-Jugul capului de foraj; 28-Montant ghidaj faţă; 29-Montant troliu spate; 31-Prăjina de foraj cu racord mufă-niplu NW; 32-Troliu de manevră manual; 33-Sapa de foraj cu 3 lame armate cu plăcuţe din carburi metalice; 37-Furca blocare prăjini NW. Exploatarea a instalaţiei de foraj FA 100 la realizarea de puţuri tubate, puţuri netubate, puţuri de apa de medie adâncime

Procedura de lucru pentru exploatarea instalaţiei de foraj FA100 la realizarea de puţuri netubate cuprinde instrucţiuni pentru:

- Transportul instalaţiei FA100 pe locaţia de foraj; - Transportul instalaţiei FA100 intre locaţia de depozitare şi locaţia de parcare; - Transportul instalaţiei FA100 între locaţia de parcare şi locaţia de foraj;

- Forajul cu instalaţia FA100; - Realizarea batalelor cu fluid de foraj, prepararea fluidului de foraj;

- Montarea instalaţiei FA100 pe locaţia de foraj; - Pornirea instalaţiei de foraj FA100; a). Montarea prăjinii de foraj şi a sapei de foraj; b). Pornirea motorului cu ardere internă, de acţionare a capului de foraj; c). Pornirea motopompei de foraj DN3in; - Forarea unui pas de prăjină cu instalaţia FA100; - Adăugarea / scoaterea unui pas de prăjină în / din garnitura de prăjini de foraj; - Forarea puţului până la adâncimea maximă; - Extragerea garniturii de prăjini de foraj din puţ; - Oprirea instalaţiei de foraj FA100; - Ecologizarea zonei de lucru după terminarea forajului Procedura de lucru specifică pentru exploatarea instalaţiei de foraj FA100 la realizarea puţurilor de apă

de medie adâncime cuprinde instrucţiuni pentru: - Limpezirea puţului prin packer de etanşare la gura puţului; - Spălarea spaţiului inelar dintre coloana de tubaj şi puţ; - Realizarea filtrului de pietriş mărgăritar în spaţiul inelar dintre coloana de tubaj şi puţ; - Denisiparea şi limpezirea puţului de apă cu Pompa Mamut, pe principiul aer-lift; - Izolarea prin cimentare a straturilor acvifere curate, de adâncime, de straturile acvifere poluate, de suprafaţă;

Realizarea breviarului de calcul pentru FA 150 cu acţionare hidraulică; Proiectarea instalaţiei de acţionare hidraulică pentru FA 150. Instalaţia de foraj FA 150 cu acţionare hidraulică

Aplicaţiile puţurilor forate sunt: - ca puţuri tubate ca surse de alimentare cu apă (potabilă, menajeră, industrială, irigaţii); - pentru instalarea Pompelor de Căldură ca surse de energie termică neconvenţională şi regenerabilă, care pot fi în funcţie de aplicaţii:

- cu tubaj, pentru instalarea Pompelor de Căldură Apă-Apă; - fără tubaj, pentru instalarea captatoarelor pentru Pompe de Căldură Sol-Apă; - ca puţuri tubate pentru consolidări de fundaţii;

Necesitatea realizării unei astfel de instalaţii uşoare de foraj tip FA150 a apărut în urma cererii de piaţă pentru o instalaţie de foraj puţuri de apă şi pentru instalare pompe de căldură având caracteristici superioare instalaţiilor uşoare de foraj din gama FA75-U şi FA100 propuse până acum, şi anume: - Să aibă apăsare pe sapa de foraj prin intermediul unui mecanism de apăsare şi avans acţionat hidraulic, pentru a se permite forajul şi in formaţiuni geologice mai dificile (gresie, calcare, calcare fisurate, conglomerate, etc.), în care instalaţiile FA75-U şi FA100 nu aveau performanţele cerute; - Să realizeze forajul la adâncimi relativ mari H=100÷150m care să permită: - O exploatare mai eficientă a pompelor de căldură PDC, cunoscându-se faptul ca temperatura in formaţiunile geologice din subteran este constanta T=10º la H=15m şi creşte cu 1º C pentru fiecare H=10m de adâncime, deci o adâncime cât mai mare fără a determina o temperatura mai mare a agentului termic primar şi o funcţionare mai eficientă a PDC; - Exploatarea acviferelor subterane cu adâncimi H=100÷150m, având cea mai bună calitate a apei, (de exemplu, în zona Bucureşti Ilfov acviferul Frăţeşti situat la adâncimi H=120÷160m are cea mai bună calitate a apei şi instalaţia de foraj FA150 va permite exploatarea acestui strat acvifer).

71

Fig.2.1. Schema instalaţiei de foraj tip FA150 în poziţie de lucru, vedere din laterală.

Fig. 2.2. Schiţa instalaţiei de foraj tip FA150 cu mastul în poziţie de transport, vedere din laterală.

Instalaţia de foraj FA150 (Fig. 2.1÷2.2) concepută se compune din: 1. Instalaţia hidraulică de acţionare, compusă din - Grup hidraulic de acţionare (2 buc) format din: Motor cu ardere internă pe benzină cu ax orizontal (1a1), Cuplaj elastic (1a2), Carcasa pompei hidraulice (1a3), Pompa hidraulică cu pistonaşe axiale cu debit variabil (1a4). - Bloc de distribuţie proporţional cu acţionare mecanică format din Modulul Pompei şi 3 Module de Distribuţie (2 proporţionale şi 1 simplu); - Alte echipamente hidraulice: Furtunuri de conexiune hidraulică HANSAFLEX (+ fitinguri), Robinete cu sferă 1 ¼’’, Filtru ulei joasă presiune, Manometre presiune, Termometru măsurare temperatură ulei rezervor, Aerisitor, Supape de sens, Supape limitatoare de presiune; Drosele pentru reglarea debitului, etc…

72

2. Remorca monoax, care conţine subansamblurile: Şasiu chesonat remorcă-rezervor pentru uleiul hidraulic (2a), Osie (2b), Dispozitiv de cuplare inerţial in linie (2c), Roată (2d), Aripa roată (2e), Cric mecanic (2f) (3 buc), Roată de manevra retractabilă (2g), Capră sprijin mast (2h), Suport faţă mast (2i), Bară anti-împănare(2k), Proţap(2k); 3. Capul de foraj, care conţine subansamblurile: Sania de ghidare a capului de foraj (3a), Suportul capului de foraj (3b), Motorul hidraulic rotativ lent (3c), Lăgăruirea capului de foraj (3d), Dispozitiv antirotaţie (3e), Capul de spălare (3f), 4. Mastul de foraj, care conţine subansamblurile: Structura de rezistenţă mast (4a), Mecanismul de manevră cu lanţ şi cu palan mobil (4b), Cilindru hidraulic de acţionare mecanism manevră (4c); 5. Cilindru hidraulic rabatere mast; 6. Broasca cu 2 pene; 7. Setul de prăjini de foraj (Hmax=150m); 8. Setul de sape de foraj; 9. Grupul motopompă de foraj; 10. Manifoldul pompei de foraj.

Principiul de funcţionare a instalaţiei de foraj FA150

Instalaţia de foraj FA150 foloseşte tehnologia de foraj-rotativ hidraulic cu circulaţie directă de fluid de foraj [1], care este descrisă în continuare:

Garnitura de prăjini de foraj este rotită de capul de foraj al instalaţiei (3) compus din Motor hidraulic rotativ lent (3.c), lăgăruirea capului de foraj (3.d), dispozitiv antirotatie (3.e), capul de spălare (3.f). Acest ansamblu este montat prin intermediul suportul capului de foraj (3.b) pe sania de ghidare a capului de foraj (3.a) care culisează prin intermediul unor role transversale şi longitudinale pe şina de ghidare a mastului de foraj (4), permiţând astfel manevrarea garniturii de prăjini de foraj.

Rotirea motorului hidraulic lent de acţionare (3,c) al capului de foraj se face prin intermediul instalaţiei de acţionare hidraulică, de la 2 grupuri de presiune hidraulice (1.a) formate fiecare dintr-un motor cu ardere internă pe benzină cu ax orizontal (1.a.1) şi o pompă hidraulică cu pistonaşe axiale cu debit variabil (1.a.4).

Pentru realizarea forajului hidraulic, în interiorul garniturii de prăjini de foraj care se roteşte este injectat fluid de foraj de la refularea pompei de noroi de foraj care se alimentează dintr-un batal (groapă) săpat sub nivelul solului.

Fluidul de foraj circulă prin interiorul prăjinilor şi prin duzele sapei de foraj spală sub presiune talpa sondei, îndepărtând sfărâmăturile de roca şi detritusul de la talpa sondei, fluidul de foraj şi sfărâmăturile se evacuează ascensional pe verticală până la suprafaţă prin spaţiul inelar dintre prăjini şi puţul forat, iar de la suprafaţă fluidul de foraj este recuperat printr-un mic şanţ cu meandre până la 2 batale (unul de decantare şi unul de alimentare) săpate sub nivelul solului, de unde este recirculat din nou în instalaţie prin pompa de noroi, şi procesul astfel se repetă.

Tubajul puţului forat se face după terminarea completă a forajului pe toată adâncimea puţului şi la diametrul final al puţului. Pentru evitarea pierderii de circulaţie în straturi poroase şi a colapsului (prăbuşirea puţului), pentru decantarea în batal a detritusului, în fluidul de foraj se adaugă aditiv de foraj (bentonită+Carbo Metil Celuloză +sodă calcinată).

Manevrarea garniturii de prăjini de foraj, pentru introducerea / extragerea unui pas de prăjină din garnitură se face prin intermediul mecanismului cu lanţ şi palan mobil acţionat de cilindru hidraulic al mastului (Fig.2.6). Acest mecanism (4.b) asigură şi apăsarea pe sapa de foraj, în timpul forajului. Mecanismul asigură dublarea cursei capului de foraj faţă de cursa cilindrului hidraulic, în schimb micşorează de 2 ori forţa la capul de foraj faţă de forţa cilindrului hidraulic.

Rabaterea mastului de foraj (4) din poziţie verticală de lucru, în poziţie orizontală de transport se face prin intermediul cilindrului hidraulic de rabatere mast (5).

Acţionarea instalaţiei de foraj FA150 este deci hidraulică, de la 2 grupuri de presiune (5), dispuse simetric de o parte şi de alta a şasiului remorcii instalaţiei FA150. Instalaţia de acţionare hidraulică realizează deci 3 funcţii:

- Rotirea garniturii de prăjini de foraj, prin intermediul motorului hidraulic rotativ lent al capului de foraj (3c);

- Manevrarea garniturii de prăjini de foraj şi apăsarea pe sapa de foraj prin intermediu intermediul mecanismului cu lanţ şi palan mobil (4b) acţionat de cilindru hidraulic al mastului (4c);

73

Fig. 2.6. Schema mecanismului de manevră cu lanţ şi palan mobil, acţionat de cilindru hidraulic, al mastului FA150

- Rabaterea mastului de foraj prin intermediul cilindrului hidraulic de rabatere mast (5).

Distribuirea puterii hidraulice de la cele 2 grupuri de presiune către cei 3 consumatori se face prin intermediul unui Bloc de distribuţie proporţional cu acţionare mecanică format din Modulul Pompei şi 3 Module de distribuţie (2 proporţionale şi 1 simplu) (1a). Blocurile proporţionale permit reglarea debitului de acţionare hidraulica în funcţie de cursa manetei mecanice de acţionare a blocului distribuitor.

Instalaţia de foraj FA150 este montată pe remorcă monoax, şasiul chesonat al remorcii (2a) constituind şi rezervorul de ulei hidraulic.

In poziţie de lucru, instalaţia de foraj se reazemă la sol pe 3 cricuri mecanice (2f).

Instalaţia uşoară de foraj cu acţionare hidraulică FA150 poate fora puţuri cu adâncimea maximă Hmax=150m şi diametrul maxim Dmax=230mm, în special pentru alimentare cu apă şi instalarea de pompa de căldură.

Proiectarea instalaţiei de foraj FA150 2.4.1. Breviar de calcul 2.4.1.1. Succesiunea etapelor de calcul În acest capitol s-a realizat Breviarul de Calcul pentru parametrii de foraj hidrogeologic şi pentru parametrii de dimensionare ai sistemului de acţionare hidraulic pentru instalaţia de foraj FA150. calculele au fost realizate cu programul de calcul MATHCAD 2001 Profesional achiziţionat cu licenţă de IPCUP Ploieşti. Succesiunea de etape de calcul este următoarea: a). Stabilirea preliminară a parametrilor de rotaţie pentru o garnitură de prăjini de foraj. b). Calculul sarcinii la cârlig. c). Verificări de rezistenţa prăjini de foraj d. Calculul parametrilor de funcţionare ai instalaţiei hidraulice de acţionare e). Calculul parametrilor necesari rotirii garniturii de prăjini pentru foraj rotativ cu circulaţie directă de fluid de foraj f). Calcul parametrii de foraj uscat cu şnec g).Calculul parametrilor necesari sistemului de circulaţie cu fluid de foraj

74

2.4.2. Proiectarea instalaţiei de acţionare hidraulică Acţionarea instalaţiei de foraj FA150 este hidraulică, transmisia puterii făcându-se de la grupul de putere (2 gropuri de presiune hidraulice), prin intermediul uleiului hidraulic incompresibil din instalaţia hidraulică, la consumatori (1-Motor hidraulic rotativ lent de acţionare a capului de foraj; 2-Clindrul hidraulic de acţionare a mecanismului de manevra cu lanţ şi palan mobil al mastului; 3-Cilindrul hidraulic de acţionare a mecanismului de rabatere a mastului). Instalaţia hidraulică de acţionare FA150 este o transmisie hidrostatică, care realizează transformarea energiei mecanice în energie potenţială a fluidului hidraulic (pompa volumetrică) şi invers (motorul hidrostatic). Transmisia hidrostatică se caracterizează prin debit invariabil cu presiunea, intre cele 2 elemente fundamentale ale transmisiei. Transmisia hidrostatică implică fluid hidraulic în deplasare între pompă şi motor. Fluxul de fluid se poate întrerupe şi elementele fundamentale pot fi întrerupte între ele. În mod uzual, în loc de transmisie hidrostatică, este utilizat termenul de transmisie hidraulică, care va fi utilizat in continuare. Instalaţia de acţionare hidraulică FA150 conţine deci 2 elemente fundamentale: pompa volumetrică (pompa cu piostonaşe axiale a unui grup de presiune, antrenată de un motor cu ardere internă pe benzină cu ax orizontal, FA150 are 2 grupuri de presiune de acest fel) şi motorul hidrostatic (FA150 are 3 consumatori de putere hidraulică: 1-Motor hidraulic rotativ lent de acţionare a capului de foraj; 2-Clindrul hidraulic de acţionare a mecanismului de manevra cu lanţ şi palan mobil al mastului; 3-Cilindrul hidraulic de acţionare a mecanismului de rabatere a mastului). Între aceste 2 componente fundamentale apar alte componente auxiliare, fără care instalaţia hidraulică nu ar putea funcţiona: - rezervorul de stocare al uleiului hidraulic (la FA150, rezervorul de ulei este constituit de şasiul chesonat al remorcii); - aparate pentru controlul şi distribuţia fluidului hidraulic (distribuitoare, supape de sens, filtre de ulei, supape de presiune, drosele pentru reglarea debitului) - conductele, furtunurile hidraulice şi fitingurile lor de legătură între aceste elemente. Avantajele acţionării hidraulice a instalaţiei de foraj FA150 sunt: - Înlocuirea transmisiei mecanice formate adeseori din combinaţii complexe de organe de maşini cu ar fi: angrenaje, came, pârghii, transmisii cu lanţuri, arbori cardanici, care ar complica utilajul sau nu ar permite realizarea lui. La FA150 datorită transmisiei hidraulice, se poate renunţa la cuplajul centrifugal al capului de foraj pentru pornirea în sarcină, deoarece grupurile de presiune pot fi pornite în gol datorită folosirii distribuitoarelor hidraulice. Transmisia hidraulică este o transmisie elastică, permiţând preluarea anumitor şocuri, iar ca protecţie la suprasarcină este folosită supapa de presiune, care păstrează presiunea constantă şi deversează uleiul la tanc în cazul depăşirii momentului maxim al capului de foraj care implică creşterea presiunii în circuitul hidraulic. Datorită folosirii motorului hidraulic rotativ lent, care datorită cilindreei mari, poate funcţional şi la turaţii mici, se poate renunţă la reductorul planetar din cadrul capului de foraj FA150. - Reglaje fine şi în mod continuu ale: vitezelor, turaţiilor, forţelor şi cuplurilor de lucru. - Aranjarea în cadrul utilajului, a echipamentelor componente, în poziţie cea mai avantajoasă şi ergonomică, independentă de poziţia relativă a elementelor de antrenare şi antrenate şi independent de elementele mecanice care trebuie asamblate după reguli riguroase; - Posibilitatea de a micşora greutatea utilajului prin utilizarea unor elemente hidraulice cu presiuni ridicate de lucru; - Suprasarcinile din utilaj nu duc la deteriorarea acestuia datorită sistemului de siguranţă cu supapă de presiune al transmisiei, care deversează uleiul la tanc la depăşirea valorii presiunii limită. - Posibilitatea realizării unor operaţii în ciclu automat utilizând elemente standard; Dezavantajele acţionării hidraulice sunt: - Pierderile de presiune prin canalizaţii şi scurgeri interne scad randamentul instalaţiei hidraulice şi limitează domeniile de utilizare; - Pentru lucru cu presiuni ridicate se cer ţevi de circulaţie cu pereţi groşii, îmbinări solide şi fiabile, cu întreţinere adecvată. - Scăderea randamentului şi chiar scoatere din funcţiune a utilajului datorită coroziunii, temperaturii înalte la care poate ajunge uleiul hidraulic, impurităţile provenite din uleiul hidraulic; - Variaţia în timp a temperaturii de lucru a fluidului hidraulic, implicit a vâscozităţii, variaţia vitezelor de curgere prin canalizaţii datorită variaţiei presiunii de lucru, fac ca anumiţi parametri hidraulici să nu poată fi menţinuţi

75

Fig. 2.8. Schema hidraulică FA150

Fig. 2.9. Desenul Instalaţiei de acţionare hidraulică FA150

Analiza posibilităţilor de creştere a eficienţei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu

pompe cu cavităţi progresive, utilizate în exploatarea zăcămintelor de petrol şi gaze. Stabilirea soluţiilor tehnice constructive şi funcţionale pentru un echipament de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive.

Exploatările de ţiţei greu se caracterizează prin zăcăminte situate la adâncime mică, cu volume relativ mici de producţie, fluide cu vâscozitate ridicată şi amestecuri de ţiţei, apă, gaze şi concentraţie mare de nisip. Încă de la începutul anului 1980, sistemul PCP a început să ofere soluţii la aceste probleme, prin furnizarea unei pompe de adâncime care facilitează liftarea nisipului, fiind acţionată de un sistem rotativ şi eliminând astfel problemele legate de suspendarea prăjinilor de pompare.

76

Sistemul de pompare cu pompe cu cavităţi progresive (PCP) este unul dintre cele trei sisteme de pompare utilizate în extracţia de ţiţei foarte vâscos. El a fost a cel mai larg utilizat în această aplicaţie, deoarece aceste pompe au demonstrat eficienţă mecanică mai mare decât sistemele de pompare roto-dinamice (numit pompe electro-submersibile-ESP), datorită investiţiei iniţiale reduse şi a unui consum mic de energie. Sistemele PCP au mai multe caracteristici unice care le fac avantajose faţă de alte metode de liftare artificiale, una dintre calităţile sale cele mai importante este eficienţa volumetrică mare a pompei cu cavităţi progresive comparativ cu cea a pompei clasice cu piston. Alte avantaje ale sistemelor cu PCP sunt: - permit vehicularea fluidelor abrasive (prezintă foarte bună rezistenţa la abraziune); - au capacitatea de a pompa fluide cu vâscozitate mare, cu concentraţii mari de nisip; se poate stabili tipul

corespunzător de elastomer din care este realizat statorul astfel încât acesta să fie compatibil cu natura fluidelor produse de sondă;

- nu există pericolul blocării pompei cu gaze; - nu prezintă pistoane sau supape care s-ar putea uza şi bloca; - datorită modului de funcţionare al pompei, se reduce procesul de emulsionare al fluidului pompat; - echipamentul de suprafaţă este de dimensiuni mici şi are un nivel redus de zgomot funcţionare silenţioasă fără

zgomot (pompa debitează continuu, sarcina în tija lustruită este constantă); - datorită caracterului constant al sarcinii din prăjinile de pompare, se elimină solicitarea variabilă a acestora care

apare în cazul pompajului clasic cu balansier; - permite modificarea turaţiei prin utilizarea unui dispozitiv de reglare în funcţie de valoarea debitului produs de

sondă; - costurile de investiţii iniţiale scăzute; - cheltuieli minime de exploatare ca urmare a creşterii duratei de funcţionare a echipamentului de pompare şi

consumului redus de energie electrică, de asemenea nu există fluctuaţii de consum.

Fig. 2.2 - Sistem de pompare cu turaţie fixă, Fig. 2.3 - Sistem de pompare cu

reductor de turaţie şi transmisie prin curele

Fig. 2.4 - Sistem de pompare cu turaţie variabilă

Sistemele PCP au şi anumite dezavantaje în comparaţie cu celelalte metode şi acestea se referă la anumite limitări

ale pompei în ceea ce priveşte adâncimea de pompare, precum si compatibilitatea elastomerilor cu anumite fluide produse, în special cu conţinut aromatic. Mai jos sunt câteva dintre dezavantajele sistemelor cu PCP: - nu se recomandă pentru raţii gaze ţiţei mari, funcţionează cu capacitate volumetrică scăzută atunci când sunt produse cantităţi considerabile de gaze libere, aceasta conducând la o slabă lubrefiere]; - utilizarea pompei este limitată de valoarea temperaturii fluidului extras, rezistenţa elastomerului statorului este până la temperatură de 138° C (maxim de 178° C); - sensibilitate ridicată la fluidele pompate (elastomerii se pot umfla sau deteriora în contact cu anumite fluide pentru perioade lungi de timp); - pompa nu poate funcţiona uscat (fără lubrefiere), nici pentru perioade relativ scurte de timp, deoarece apar deteriorări considerabile ale elastomerului statorului;

77

- nu se poate utiliza pentru adâncimi mari de pompare, capacitatea de ridicare reală este de 1850 de metri ( maxim 3500 de metri); - debitul real de fluid pompat este de până la 320m3 / zi (maximum 640m3/zi); - analiza şi controlul funcţionării instalaţiei de pompare se poate face numai pe baza datelor de producţie, valorii intensităţii curentului şi nivelului dinamic de lichid din spaţiul inelar; - uzura de contact între garnitura de prăjini de pompare şi tubing poate deveni o problemă serioasă în sondele deviate şi orizontale; - cele mai multe sisteme necesită îndepărtarea ţevilor de extracţie pentru a înlocui pompa; - sistemele sunt predispuse la vibraţii ridicate în cazul funcţionării la viteze mari care necesită utilizarea de ancore, stabilizatori sau centrorii pentru prăjinile de pompare;

Selectarea configuraţiei de erupţie şi a soluţiei de sistem adecvate unei anumite sonde sau anumit câmp de exploatare necesită o analiză amănunţită a condiţiilor sondei, a condiţiilor impuse de câmpul de exploatare şi de cerinţele clientului, a capacităţii instalaţiei şi a costurilor aferente. În tabelul 1 se prezintă o situaţie comparativă a sistemelor de extracţie care pot fi utilizate.

Tabel 2.1 – Sisteme de extracţie utilizate în exploatarea zăcămintelor de petrol şi gaze

Tip de extracţie

Erupţie cu prăjini

PCP Erupţie cu gaz

comprimat Plunger lift

Erupţie hidraulică

Jet hidraulic

ESP Tehnologii

capilare

Adâncime maximă de funcţionare, TVD (ft/m)

16.000 4.878

12.000 3.658

18.000 4.572

19.000 5.791

17.000 5.182

15.000 4.572

15.000 4.572

22.000 6.705

Volum maxim de funcţionare

(BFPD) 6.000 4.500 50.000 200 8.000 20.000 60.000

500

Temperatură maximă de funcţionare

(°F/°C)

550° 288°

250° 121°

450° 232°

550° 288°

550° 288°

550° 288°

400° 204°

400° 204°

Soluţionarea problemelor de coroziune

Bună până la excelentă

Satisfăcătoare

Bună până laexcelentă

Excelentă Bună Excelentă Bună Excelentă

Manipularea gazului

Satisfăcătoare până la bună

Bună Excelentă Excelentă Satisfăcătoare Bună Satisfăcătoare Excelentă

Manipularea solidelor

Satisfăcătoare până la bună

Excelentă Bună Satisfăcătoare Satisfăcătoare Bună Satisfăcătoare Bună

Ponderea fluidelor (°API)

>8° <40° >15° >15° >8° >8° >10° >8°

Întreţinerea

Intervenţie sau turlă de foraj

Linie de cablu sau

turlă de foraj sau de

intervenţie

Reţinător gură de sondă sau linie de cablu

Hidraulică sau linie de cablu Intervenţie sau turlă de foraj

Utilaj capilar

Motor primar Gaz sau electric

Gaz sau electric

Compresor Energia

naturală a sondei

Multi cilindric

sau electric

Multi cilindric

sau electric Motor electric

Energia naturală a

sondei Aplicaţie de

coastă Limitată Limitată Excelentă Nu este cazul Bună Excelentă Excelentă Bună

Eficienţa sistemului

45% până la 60%

50% până la 75%

10% până la 30%

Nu este cazul 45% până la

55% 10% până

la 30% 35% până la

60% Nu este cazul

Valorile reprezintă caracteristicile şi intervalele tipice pentru fiecare tip de erupţie artificială. Parametrii variază

în funcţie de condiţia şi de cerinţele sondei şi trebuie evaluate pentru fiecare sondă în parte.

78

Fig. 2.1. Sisteme de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive (PCP)[12], [15]

În cele ce urmează se compară o instalaţie de pompaj cu pompe cu cavităti progresive PCP 3 ½ in, cu o unitate de pompare cu balansier UR 40-76-48, tip Vulcan, cu următoarele caracteristici:

- Cuplul maxim: 460daN· m (40 in·pfd·103); - Sarcina la tija polizată: 3500daN (76·102lbs) - Cursa maximă: 1220 mm (48 in)

Tabelul 2.2 - Comparaţia între o unitate de pompare cu balansier cu pompă clasică şi un sistem de pompaj cu pompe

cu cavităţi progresive

Nr. crt.

Caracteristici U.M. UP 40-76-48 PCP 3 ½ in

1. Puterea instalată pentru acţionare kW 22 18,5 2. Consum specific energetic kWh/t fluid 15,27 12,84 3. Masa echipamentului, Total, din care: kg 8 385 4680 A Pompa kg 120 95 B Prăjinile de pompare kg 3975 3975 C Instalaţia de acţionare kg 4200 520 D Cap de etanşare suspendare kg 90 90

Notă: Comparaţia este făcută pentru o adâncime de instalare H=1200 m, debit realizat Q=34,56 m3/zi, la un randament volumetric ηv =0,8

În cadrul sistemului de pompaj echipamentul de la gura sondei nu diferă de cel folosit în sistemul de pompaj

obişnuit, cu excepţia micilor modificări care se fac pentru a permite instalarea unităţii de pompare deasupra capului de pompare. Pentru sistemul de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive, unitatea de pompare sau de acţionare reprezintă un ansamblu alcătuit din: cap de acţionare (termic sau electric); ax de antrenare; mecanism de transmisie; frâna antirecul; reductor de turaţie; capul de acţionare.

Capul de acţionare este un dispozitiv care se montează direct deasupra capului de pompare şi îndeplineşte următoarele funcţii:

- transmite mişcarea de rotaţie preluată de la sistemul de acţionare, către garnitura prăjinilor de pompare; - susţine sarcina axială a tijelor de pompare şi sistemul de acţionare a instalaţiei; - etanşează componentele unităţii de fluidele care provine din sondă. Capul de acţionare este echipat cu un ansamblu de rulmenţi şi cutie de etanşare. Rulmenţii au rol de a

permite rotirea axului de antrenare şi de a suporta atât sarcina axială a garniturii de prăjini de pompare cât şi greutatea componentelor unităţii montate deasupra capului de acţionare. Cutia de etanşare este o ţeavă din oţel cu presetupă în interior care impiedică ieşirea fluidului pe lângă axul de antrenare astfel că acesta să circule către locul de colectare.

Frâna antirecul Frâna antirecul reprezintă un dispozitiv de siguranţă al unităţii de acţionare, care previne mişcarea inversă

(antiorară) a axului de antrenare inclusiv a garniturii prăjinilor de pompare şi a rotorului pompei, atunci când motorul de acţionare este oprit manual sau s-a oprit singur din cauza unor defecţiuni apărute la pompă (de pildă rotorul blocat).

79

Când motorul este oprit în regimul normal de funcţionare garnitura de prăjini are tendinţe să se rotească spre stânga, deoarece presiunea exercitată asupra rotorului datorită greutăţi fluidului din tubing, face ca pompa să funcţioneze ca şi cum ar fi motorul, obligând în acest mod garnitura să se rotească în sensul invers.

În cazul în care motorul s-a oprit singur din cauza unor defecţiuni ale pompei, garnitura prăjinilor de pompare are tendinţa de a se roti în sensul opus pentru a permite disiparea momentului de tensiune generat de motor în timpul operaţiei.

Ca urmare a acestei mişcări inverse, componente ale unităţii de acţionare pot fi afectate prin faptul că reductorul de turaţie acţionând invers în sensul creşterii turaţiei va transmite o turaţie periculoasă la unele componente ale unităţii de acţionare. Se utilizează frâne prin fricţiune şi frâne acţionate hidraulic.

Sistemul de acţionare reprezintă ansamblu format din: reductor de turaţie, mecanismul de transmisie şi axul de antrenare.

Întregul sistem de acţionare poate fi pus în funcţiune fie de un motor electric, fie de un motor Diesel sau cu combustie internă, în cazul zonelor neelectrificate. Reductorul unităţii de pompare este acţionat de motorul de acţionare prin intermediul mecanismului curea-reductor.

Rolul reductorului este de a regla turaţia motorului la cea necesară funcţionării instalaţiei. Reductorul fiind montat pe axul de antrenare, acestea din urmă preia mişcarea de rotaţie redusă şi prin intermediul dispozitivului de acţionare, roteşte garnitura prăjinilor de pompare inclusiv rotorul pompei.

Unităţile de acţionare disponibile care se fabrică pe plan mondial, pot fi fie cu turaţie constantă fie cu turaţie variabilă.

La sistemele de acţionare cu turaţie constantă, mişcarea de rotaţie poate fi transmisă fie direct prin curea de transmisie, fie prin mecanismul curea-reductor. Pentru sistemele care au ca mecanism de transmisie curea-reductor, modificarea turaţiei se face prin schimbarea şaibelor şi curelelor.

În cadrul sistemelor de acţionare cu turaţie variabilă, există trei tipuri de sisteme, şi anume: sistemul de acţionare mecanic, sistemul de acţionare electronic şi sistemul de acţionare hidraulic.

Pentru sistemul – mecanic, turaţia variabilă este furnizată de o curea şi de două şaibe având diametru variabil. Domeniul de turaţie este reglat de un reductor iar schimbarea acesteia poate fi făcută cu ajutorul unei roţi şi fără a necesita oprirea unităţii. Sistemul mecanic are prevăzut şi un tahometru digital.

La sistemele electronice, turaţia variabilă este dată de convertor de frecvenţă iar reglarea domeniului de turaţie se face tot cu ajutorul reductorului. În cadrul acestor sisteme, varierea turaţiei se efectuează atunci când unitatea este oprită. Avantajul sistemelor electronice se explică prin faptul că acestea cuprind şi un alt sistem de comandă la distanţă. Avantajele sistemelor cu turaţie variabilă faţă de sistemele cu turaţie constantă sunt: - pornirea acestor sisteme se poate face la turaţie scăzută după care aceasta creşte până la valoarea de regim; - se poate selecta orice viteză din intervalul vitezelor disponibile; - sistemele cu turaţie variabilă sunt eficiente în cazul sondelor care produc un ţiţei foarte vâscos.

Tubingul Prima îmbinare dintre rotor şi garnitura de prăjini de pompare, are o mişcare excentrică datorată mişcării

rotorului în stator (excentricităţii axei sale de rotaţie în raport cu axa statorului). În cazul unei viteze mari de rotaţie, mişcarea excentrică a rotorului crează vibraţii ceea ce poate conduce la slăbirea îmbinărilor filetate. Din acest motiv, îmbinarea tubingului trebuie realizată la valoarea maximă a momentului de torsiune recomandat de standardul API.

Dacă coloana de exploatare permite, se pot utiliza centrori de tubing care să absoarbă vibraţiile şi care să centreze pompa în interiorul coloanei în stransă legătură cu lungimea pompei, unul sau doi centrori sunt instalaţi pe pompă şi un altul pe îmbinarea stator tubing.

O poziţionare corespunzatoare a tubingului în sondă poate fi realizată cu ajutorul unui paker sau cu ajutorul unei ancore antirotire.

Un aspect deosebit de important îl reprezintă diminuarea efectului frecării dintre prăjinile de pompare şi ţevile de extracţie prin utilizarea centrorilor. Centrorii nerotaţionali sunt recomandaţi de producători, deoarece ei acţionează ca rulmenţi pe porţiunile înclinate ale ţevilor de extracţie.

Ancora de torsiune se utilizează pentru preluarea rotaţiei ţevilor de extracţie cauzată de momentul de torsiune reactiv al pompei de adâncime.

Prăjinile de pompare Prăjinile de pompare au rolul de a transmite rotorului mişcarea de rotaţie preluată de la axul de antrenare a

unităţii de acţionare. Principalele solicitări ale garniturii de prăjini de pompare sunt solicitarea la tracţiune şi solicitarea la torsiune

(transmiterea momentului de torsiune necesar rotirii rotorului conduce la dezvoltarea tensiunilor tangenţiale pe toată lungimea garniturii de prăjini de pompare).

80

Solicitarea la tracţiune are loc sub acţiunea greutăţii proprii a garniturii de prăjini de pompare scufundată în lichid şi a greutăţii coloanei de lichid din ţevile de extracţie. Efortul unitar de tracţiune are valoare maximă la partea superioară a garniturii de prăjini de pompare.

Pompa cu cavităţi progresive. Pompele cu cavităţi progresive sunt utilizate pentru pomparea amestecurilor multifaze, inclusiv fluide înalt

vâscoase cu conţinut de gaze şi particule solide în suspensie şi sunt alcătuite din două elemente principale rotorul si statorul.

Pentru a îmbunătăţi performanţa pompelor, rotorul este fabricat din oţel aliat de înaltă rezistenţă durificat prin acoperiri rezistente la abraziune, de obicei cromare, de asemenea, într-o măsură mai mică şi pulverizare termică pe bază de WC şi cu pulberi ceramice).

Statorul este fabricat dintr-un elastomer rezistent la abraziune şi coroziune, turnat în interiorul unei ţevi din oţel cu perete gros, cu compoziţie asemănătoare prăjinilor de pompare. Ţinând cont de compoziţia şi agresivitatea fluidului pompat, companiile elaborează diferite tipuri de elastomeri butadieni acrilonitrilici (NBR), caracterizaţi prin rezistenţă mecanică mare, rezistenţă bună la căldură şi în special o umflare mică în petrol.

Rotorul este antrenat de la suprafaţă prin intermediul prăjinilor de pompare şi statorul este conectat la ţevile de extracţie.

Geometria ansamblului permite să se realizeze o serie de cavităţi separate. În timpul funcţionării pompei, fluidul se deplasează de-a lungul axei pompei prin cavităţile existente între rotor şi stator.

Debitul de fluid vehiculat depinde de caracteristicile constructive ale pompei şi de regimul tehnologic stabilit (diametrul rotorului, valoarea excentricităţii, pasul statorului şi turaţia rotorului).

Rotorul nu este concentric cu statorul, mişcarea de rotaţie a rotorului în interiorul statorului este o combinaţie, o rotaţie în jurul propriei axe (într-o singură directie), cealaltă în direcţie opusă axei sale, în jurul axei statorului.

Geometria ansamblului este a două sau mai multe serii de cavităţi separate. Când rotorul se roteşte în interiorul statorului cavităţile se deplasează axial de la un capăt la celălalt al statorului, mişcare antrenează formarea lobilor, delimitaţi de rotor şi stator, care se deplasează axial de la aspiraţie spre refulare.

Presiunea dezvoltată în interiorul pompei depinde de doi factori : - numărul de linii de contact (trepte) ; - interferenţa şi strângerea dintre rotor şi stator La alegerea diametrului nominal al rotorului se ţine seama de numărul de interferenţe, de stângerea între rotor şi stator şi de expansiunea elastomerului. Temperatura de operare a pompei poate cauza expansiunea termică a elastomerului. Expansiunea elastomerului va conduce la reducerea diametrului interior al rotorului. De aceea, rotorul va trebui dimensionat în concordanţă cu această reducere pentru a asigura stângerea cea mai potrivită. Expansiunea elastomerului poate fi dată de: - dilatare termică (din cauza temperaturii din sondă sau a energiei termice produse de deformare ciclică-hysteresis); - expansiunea chimică (datorate incompatibilităţii chimice între elastomer şi fluidul pompat).

Liniile de interferenţă, stabilesc numărul de trepte ale pompei. Fiecare treaptă este proiectată să reziste la o presiune diferenţială, astfel cu creşterea numărului de trepte, este necesară o capacitatea mai mare de a depăşi presiunea diferenţială. Prin transmiterea rotaţiei de la suprafaţă prin prăjinile de pompare spre rotorul pompei, puterea necesară pentru a ridica lichidul, creează un cuplu care are urmatoarea expresie:

N

PKM [Nm] (1)

unde: K - constantă de transformare a unităţilor de măsură; P – puterea la ieşirea din pompă, N – turaţia de antrenare.

Cuplul necesar are următoarea componenţă : M= M h+Mf+Mr (2)

unde: Mh -momentul hidraulic, care este funcţie de presiunea sondei, pierderile hidraulice şi presiunea diferenţială; Mf -momentul de frecare, care este datorat interferenţei dintre stator şi rotor; Mr -momentul rezistiv, este dat de de forţele tangenţiale din fluid, care apar la rotirea garniturii de prăjini de pompare, acţionând în sens invers acesteia.

Puterea necesară este dată de relaţia:

tt

H PQC

PCN

(3)

unde: C- constantă; Q - debitul; P- diferenţa de presiune; PH – puterea hidraulică; ηt – randamentul mecanic.

81

Geometria generală a pompelor elicoidale este definită de următorii parametri (figura 2.10):

Fig. 2.10 - Elemente geometrice

Fig. 2.11-Poziţia relativă a rotorului şi statorului i într-o pompă 1x2

Notaţii: Pr - lungimea pasului rotorului ;

Ps - lungimea pasului statorului (lungimea unei trepte); dr - diametrul minim al rotorului;

D - diametrul maxim (nominal) al rotor

Fig. 2.13. – Definirea geometriei geometriei generale a pompelor cu cavităţi progresive

Eficienta volumetrică Eficienţa pompei depinde de profilul rotorului capabil de a crea o cavitate mai mare care să asigure pomparea

unei cantităţi mari de fluid pe rotaţie. Un astfel de profil asigură un randament hidraulic foarte bun dacă în pompe există o bună etanşeitate între rotor şi stator. Funcţie de această etanşeitate, se creează la nivelul cavităţilor o presiune diferenţială sub acţiunea căreia are loc deplasarea fluidului în pompe. Pentru a realiza în pompe o etanşeitate aproape perfectă este necesar ca profilul rotorului să aibă un diametru puţin mai mare decât diametrul minim al statorului.

În urma experienţelor s-a constatat că eficienţa volumetrică a pompei tinde să scadă pe măsură ce creşte presiunea diferenţială în cavităţile pompei. Această scădere se datorează pierderilor de debit prin linie de etanşare rotor/stator la curgerea din zona de presiune mare către zone de presiune scăzută. În plus, funcţie de presiunea diferenţială, eficienţa volumetrică va depinde, în egală măsură de:

- capacitatea de elevaţie a pompei (presiunea maximă pe numărul de trepte); - vâscozitatea fluidului ; - interferenţa dintre rotor şi stator

82

Fig. 2.13. Eficienţa volumetrică funcţie

de efectul scurgerilor de debit Figura 2.14. Eficienţa volumetrică

funcţie de numărul de trepte Fig. 2.15. Eficienţa volumetrică

funcţie de vâscozitate Un alt experiment s-a făcut pentru a determina influenţa numărului de trepte (cavităţi) asupra eficienţei

volumetrice, şi s-au trasat curbe de comportament pentru patru pompe, destinate să pompeze aceeaşi cantitate de fluid, cu aceeaşi cilindree şi cu aceeaşi rotaţie. Se poate aprecia că pentru mai multe trepte, pierderile volumetrice s-au redus şi eficienţa pompelor a crescut proporţional.

În concluzie, se consideră că în această lucrare s-au analizat posibilităţile de creştere a eficienţei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive, utilizate în exploatarea zăcămintelor de petrol şi gaze. S-au stabililit soluţii tehnice noi pentru a mări anduranţa, fiabilitatea şi eficienţa economică sistemelor de pompare cu pompe cu cavitate progresivă şi a părţilor componente .

Creşterea eficienţei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive, utilizate în exploatarea zăcămintelor de petrol şi gaze.

Exploatările zăcămintelor aflate în ultima fază de exploatare, se caracterizează prin volume relativ mici de producţie, fluide cu vâscozitate ridicată, amestecuri de ţiţei, apă, gaze şi concentraţie mare de nisip. În aceste condiţii, provocarea este de a realiza o îmbunăţătire profitabilă a procesului de extracţie. Acest lucru implică o creştere a eficienţei procesului de extracţie, care permite reducerea consumului de energie, o creştere a volumului producţiei, o diminuare a costurilor de înlocuire a echipamentelor şi o mărire a durabilităţii lor.

Încă de la începutul anului 1980, sistemul de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive (PCP) a început să ofere soluţii la aceste probleme propunând pompa de adâncime care facilitează liftarea ţiţeiurilor vâscoase cu un conţinut ridicat de nisip. Aceasta este acţionată de un sistem rotativ şi care elimină, astfel problemele legate de suspendarea prăjinilor de pompare, şi totodată, datorită caracterului constant al sarcinii din prăjinile de pompare, se elimină solicitarea variabilă a acestora.

Sistemul de pompare cu pompe cu cavităţi progresive este unul dintre cele trei sisteme de pompare utilizate în extracţia ţiţeiurilor foarte vâscoase. El a fost a cel mai larg utilizat în această aplicaţie, deoarece aceste pompe au demonstrat eficienţă mecanică mai mare decât sistemele de pompare roto-dinamice (numit pompe electro-submersibile-ESP), datorită investiţiei iniţiale reduse şi a unui consum mic de energie. Sistemul de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive are mai multe caracteristici unice care îl fac avantajos faţă de alte metode de liftare artificială, una dintre calităţile sale cele mai importante este eficienţa volumetrică mare a pompei cu cavităţi progresive comparativ cu cea a pompei clasice cu piston.

Selectarea configuraţiei sistemului de pompaj adecvat necesită o analiză amănunţită a condiţiilor sondei, a condiţiilor impuse de zăcământ, a capacităţii instalaţiei şi a costurilor aferente. Consumul de energie, rata de producţie şi durata de viaţă a echipamentelor au un impact semnificativ asupra costului total de producţie. Consumul de energie electrică este de multe ori componenta de cost cu ponderea cea mai mare în costul total de producţie a petrolului şi gazelor naturale. Astfel, un indicator de bază pentru aprecierea eficacităţii tehnologice şi economice a unei instalatii de pompare este consumul specific de energie, raportat la tona de ţiţei extras. Acest indicator depinde de un număr mare de factori, ca adâncimea de pompare, gradul de perfecţionare a echilibrării sistemului, randamentul volumetric al pompei, forţele de frecare, randamentul mecanic al echipamentelor de suprafaţă. Investiţiile în tehnologii eficiente energetic este de multe ori cea mai rentabilă soluţie (îmbunătăţirea randamentului energetic al investiţiei şi reducerea emisiilor de gaze cu efect de seră - GES).

Micşorarea costurilor de producţie în industria de exploatare a ţiţeiului impune utilizarea de tehnologii şi utilaje cu un randament ridicat. În acest sens, pentru extracţia ţiţeiurilor vâscoase din sondele cu adâncimi relativ mari, în ultima perioadă s-a introdus şi perfecţionat tehnologia de exploatare ce utilizează pompe cu cavităţi progresive. În cadrul acestei tehnologii cercetările au fost orientate spre realizarea unor echipamente durabile, având caracteristici de exploatare care să satisfacă cerinţele unor indicatori tehnico-economici ridicaţi.

83

Astfel, în această lucrare pe baza cercetărilor efectuate s-au elaborat proiectele de execuţie pentru echipamentele unui sistem de pompaj cu pompă cu cavităţi progresive, în două variante de sisteme de actionare cu turaţie variabilă continuă, capabile să asigure viteza de rotaţie necesară sistemului şi să o adapteze funcţie de debitul produs (fig.1).

În varianta A sistemul de antrenare este prevăzut cu un motor electric sincron cu magneti permanenţi şi turaţie redusă prin acţionare directă, fără utilizarea unui angrenaj cu roţi dinţate. Montarea acţionării electrice se efectuează printr-un cuplaj elastic cu bolţuri pe dispozitivul de antrenare. Implementarea acestei soluţii se bazează şi pe integritatea componentelor sistemului (garnitura de prăjini de pompare, stabilitatea ei în tubing, legătura dintre tija de antrenare şi motorul electric), factori importanţi care pot genera un risc suplimentar dacă nu sunt selectaţi corespunzător. Motorul conferă o coaxialitate perfect echilibrată pe capul de acţionare.

Varianta A varianta B

Fig. 1. Sistem de pompaj cu pompă cu cavităţi progresive: 1- varianta A-sistem de antrenare cu motor electric sincron cu magneti permanenţi;- varianta B- sistem de antrenare cu motor electric asincron; 2- pompa cu cavităţi

progresive;3- filtru 2 7/8 in;4- ancoră antirotire 2/7/8 in x 5½ in; 5-protector prăjini de pompare; 6- centrori ţevi de extracţie 2 7/8 in; 7- dispozitiv de ancorare

Fig. 2 Structura internă şi dimensiunile motorului electric propus.

84

Soluţia propusă asigură: - Reducerea puterii instalate (şi consumate), pe fiecare locatie de extractie a ţiţeiului, prin eliminarea

reductorului mecanic şi creşterea factorului de putere a energiei electrice consumate. Soluţia alesă în construcţia motorului permite reglarea turaţiei la valoarea necesară pompei cu cavităţi progresive şi varierea acesteia funcţie de valoarea debitului produs de sondă printr-un convertizor de frecvenţă.

- Frânarea dinamică, prin trecerea maşinii electrice din regimul de functionare ca motor în regimul de generator şi debitarea în mod controlat, a energiei generate pe o rezistenţă de sarcină; Cu acest tip de frânare, motorul electric este încărcat în timpul rotaţiei inverse, fiind determinat să acţioneze ca un generator şi să realizeze conversia energiei de recul în energie electrică ce va fi debitată, în mod controlat, pe o rezistenţă de sarcina, sau returnată în reţea.

- Creşterea fiabilităţii sistemului de acţionare, prin reducerea elementelor mecanice aflate în mişcare; - Monitorizarea parametrilor electrici şi / sau mecanici pe timpul extracţiei ţiţeiului;

Controlul în mod continuu a valorii turaţiei, în funcţie de parametrii fiecarui sonde de extractie, prin intermediul unui convertizor de frecvenţă.

În varianta B sistemul de antrenare este prevăzut cu un motor electric asincron de curent alternativ, în protecţie antiexplozivă, cu rotorul în scurt circuit, tip ASA 160 - L-4. Sistemul asigură de asemenea, o turaţie continuă prin implementarea unei soluţii constructive mecanice formată din variator mecanic şi reductor cilindric cu o treaptă.

În această lucrare s-a tinut cont de cerinţele impuse motorelor de antrenare utilizate în instalaţiile de extracţie a ţiţeiului, şi anume:

- Cuplul de pornire mare, de 1,25 – 1,5 ori cuplul nominal pentru accelerarea maselor în mişcare la pornire, în special la reanclasarea atomată a motoarelor. Capacităţile cuplului de pornire ale sistemului trebuie să fie cu mult peste sarcina necesară de funcţionare a sistemului. În aplicaţiile cu pompe cu cavităţi progresive, frecarea statică din interiorul pompei, combinată cu sarcinile inerţiale iniţiale ale sistemlui, poate, în unele cazuri, determina un cuplu necesar la pornire substanţial mai mare decât cuplul de funcţionare normală (în special, pornirea sau cuplul de pornire al pompei pot fi afectate de comportamentul elastomerului statorului pompei în funcţie de condiţiile din sondă, respectiv compresia excesivă sau umflarea elastomerului).

- Cuplul maxim ridicat, de minim 1,6 ori cuplul nominal, pentru a asigura mersul stabil în cazul unor suprasarcini importante, care pot interveni în cazuri de echilibrare imperfectă, griparea pompei etc;

- Intensitate redusa a curentului de pornire, Ip ≤ ( 4-5) Inom, datorită pornirii motoarelor practic în gol, sau cel mult în sarcina nominală;

- Randament global al instalaţiei şi factor de putere ridicat; - Funcţionarea de durată sub cerul liber, în condiţiile unor variaţii mari de temperatură şi a intemperiilor; - Protejarea contra exploziilor şi a incendiilor.

Variatorul mecanic de turaţie este proiectat pentru obţinerea unei turaţii variabile folosind transmisia prin curele trapezoidale late.

Principiul de funcţionare al variatorului de turaţie asigură un moment constant în întreaga transmisie. Sistemul de tensionare automată asigură funcţionarea variatorului cu raport de transmitere constant la o anumită poziţie a discurilor şaibei, în plus sistemul de tensionare automată asigură o durabilitate mai mare a curelei şi rulmenţilor variatorului. Are o construcţie care necesită întreţinere simplă, permite realizarea regimului optim cerut de procesul tehnologic al sistemului, soluţie economică (dintre toate modalităţile de realizare a unei transmisii cu raport de transmitere continuu variabil, reprezintă soluţia cea mai avantajoasă). Soluţia îmbunătăţită are în plus următoarele avantaje:

- Are randament ridicat = 0,94 ... 0,96; - Amortizează şocurile; - Constituie un element de siguranţă la suprasarcini în lanţul cinematic al sistemului;

- Nu pretinde execuţie de precizie înaltă; Cuplajul elastic cu bolţuri, care este destinat să transmită momentul de la tija de antrenare la prăjinile de

pompare, prin amortizarea vibraţiilor. Este alcătuit din două semicuple în executie Cf cu alezaj cilindric, cu fixare frontală. Montarea corectă a cuplajului presupune realizarea centrării între cele două semicuplaje. El stabileşte o legătură definitivă între arborele motor şi tija de antrenare, astfel încât aceştia nu mai pot deveni independenţi decât prin demontarea cuplajului. Prezenţa elementelor intermediare elastice aduce avantajul amortizării şocurilor şi vibraţiilor şi permite abateri, respectiv deplasări în sens axial, radial, unghiular sau chiar în sensuri combinate. Materialul folosit pentru elementele intermediare este cauciucul (elastomer PNA, care are şi proprietatea de a fi izolant). Cuplajul cu element elastic asigură şi izolarea electrică a arborelui şi tijei de antrenare. Suprafaţa exterioară a semicuplei 1 poate avea şi rolul de frână.

Dispozitivul de antrenare asigură transmiterea mişcării de rotaţie de la motorul de acţionare la rotorul pompei de adâncime prin intermediul garniturii de prăjini de pompare, este format din următoarele componente principale: tija

85

de antrenare, pachet de garnituri, rulment axial cu bile, rulment radial oscilant cu role, cuplaj unisens. Se montează direct deasupra capului de pompare şi îndeplineşte următoarele funcţii:

- Transmite mişcarea de rotaţie preluată de la motorul de acţionare către garnitura de prăjini de pompare; - Susţine sarcina axială a prăjinilor de pompare şi a motorului de acţionare a instalaţiei; - Etanşează componentele grupului de acţionare de fluidele care provin din sondă.

Tija de antrenare preia mişcarea de rotaţie prin intermediul cuplajului elastic şi o transmite garniturii de prăjini de pompare. Asigură etanşarea prin intermediul garniturilor introduse în cutia de etanşare, la circulaţia fluidului din interiorul ţevilor de extracţie, prin teu către linia de amestec şi permite manevrarea pe verticală a echipamentului de adâncime cu ajutorul instalaţiilor de intervenţie la sondă. Legătura dintre tija de antrenare şi prăjinile de pompare se realizează prin intermediul unei mufe, iar legătura dispozitivului cu capul de coloană este realizată de o flanşă.

Cutia de etanşare este din otel turnat, având în interior garnituri presate, care împiedică ieşirea fluidului pe lângă axul de antrenare, astfel ca acesta să circule către locul de colectare.

Cuplajul unisens. Dispozitivul de antrenare este prevăzut cu un un dispozitiv de siguranţă al unităţii de acţionare, care previne mişcarea inversă (antiorară) a tijei de antrenare inclusiv a garniturii prăjinilor de pompare şi a rotorului pompei, în cazul când motorul de acţionare este oprit. În cazul în care motorul s-a oprit singur din cauza unor defecţiuni ale pompei, garnitura prăjinilor de pompare are tendinţa de a se roti în sensul opus pentru a permite disiparea momentului de tensiune generat de motor în timpul operaţiei, fapt care ar putea să genereze deşurubarea acesteia. Ca urmare a acestei mişcări inverse, componente ale unităţii de acţionare pot fi afectate prin faptul se va transmite o turaţie periculoasă la unele componente ale unităţii de acţionare.

Pompa cu cavităţi progresive (fig.3) se compune dintr-un rotor elicoidal rotativ din oțel și un stator elicoidal din cauciuc / elastomer. Flancurile rotorului șurub și statorului din elastomer sunt uzate în mod drastic, ca urmare a frecării de alunecare în fluid abraziv. Pentru a îmbunătăți performanța pompelor, rotorul este proiectat a fi fabricat din oțel aliat de înaltă rezistență durificat prin acoperiri rezistente la abraziune, cromare, şi pulverizare termică pe bază de WC. Statorul este proiectat a fi realizat dintr-un elastomer turnat în interiorul unui tub metalic. Pentru a rezista la agresivitatea fluid pompat și condiţiilor din zăcământ, s-au selectat diferite tipuri de elastomeri. Cel mai bun cuplu de selecție de materiale rezistent la uzura abrazivă pentru o aplicație industrială se bazează de obicei pe teste de uzură abrazive.

Fig. 3 Pompa cu cavităţi progresive

În această lucrare s-a ţinut cont de rezultatele testelor realizate anterior, care se referă la comportarea

rezistenţei la uzura abrazivă a două straturi durificate, unul tradiţional prin cromare dură şi o acoperire cu WC, combinate cu trei tipuri de elastomeri. Procedura pulverizare-WC termică este propusă ca o modalitate de a îmbunătăţi rezistenţa la uzură a rotorului pompei. Testele de uzură abrazivă au fost efectuate prin utilizarea unui Tribometru Amsler, utilizat pe scară largă ca o metodă standard pentru evaluarea comportamentului la uzură a diferitelor cuple de materiale. Cercetarea a arătat că acoperirea WC conduce la o îmbunătățire a rezistenței eroziune, comparativ cu cromare, pentru toate cele trei tipuri de elastomeri testaţi.

86

Rezultatele testului la uzură abrazive sunt prezentate în figurile 4 şi 5.

Fig. 4 Variaţia uzurii gravimetrice în timp pentru saboţii din elastomer din seturile de cuple

Fig. 5 Variaţia coeficienţilor de frecare ai cuplelor funcţie de temperatură

Randamentul pompei cu cavităţi depinde în foarte mare măsură de natura ajustajului stator-rotor, care, pe parcursul funcţionării îşi schimbă starea ca urmare a uzurii, în principal a statorului. Un ajustaj cu strângere mare va conduce la un consum crescut de energie pentru funcţionarea pompei şi în acelaşi timp la o uzare mai rapida a elementelor în contact, respectiv rotorul şi statorul pompei elicoidale. Un ajustaj alunecător sau cu joc va conduce la un randament volumic scăzut al pompei datorită scăpărilor dintre rotorul şi statorul pompei elicoidale. Din această cauză este foarte important să se determine cât mai exact presiunea de contact între statorul şi rotorul pompei cu cavităţi.

Evaluarea presiunii de contact între rotorul şi statorul pompei elicoidale

Problema contactului dintre două corpuri, determinarea deformaţiilor şi tensiunilor în zona de contact, au constituit o preocupare majoră a inginerilor motivată printre altele şi de consecinţele, uneori nebănuite, ale unei astfel de legături [1,2,3,5,6,7]. Rezolvarea analitică a problemei implică numeroase dificultăţi, atât din punct de vedere al modelării, cât şi din punct de vedere al aparatului matematic utilizat. O posibilitate de evaluare a acesteia o reprezintă utilizarea metodei elementelor finite (MEF).

În cazul pompei cu cavităţi progresive s-a recurs la modelarea unui contact de tip rigid-flexibil. În vederea simplificării problemei, cu consecinţe favorabile în convergenţa soluţiei, s-a considerat un model plan al contactului între statorul şi rotorul pompei cu cavităţi progresive. Modele analizate au avut următoarele caracteristicile mecanice: pentru stator ES = 4,9 MPa pentru modulul de elasticitate longitudinală şi μS = 0,3919 pentru coeficientul lui Poisson, iar pentru rotor valorile ER = 2,05105 MPa şi μR= 0,3 caracteristice oţelului.

Determinarea presiunii de contact între rotorul şi statorul pompei elicoidale s-a efectuat pentru mai multe situaţii: a) diferite strângeri;

87

b) o anumită strângere şi mai multe valori ale modulului de elasticitate E al materialului statorului pompei cu cavităţi progresive;

c) o anumită strângere şi mai multe valori ale coeficientului μS al materialului statorului pompei cu cavităţi progresive;

d) o anumită strângere şi mai multe valori ale coeficientului de frecare dintre materialul statorului şi materialul rotorului pompei cu cavităţi progresive.

În urma rulărilor programul ANSYS furnizează următoarele rezultate: presiunea de contact, tensiunile de contact datorate frecării, tensiunile totale de contact etc. Pe baza rezultatelor obţinute s-au trasat graficele din figurile 6 şi 7.

Fig. 6. a) Variaţia presiunii de contact în funcţie de valoarea strângerii; b) Variaţia presiunii de contact în funcţie de valoarea modulului de elasticitate longitudinală ES al materialului statorului pompei cu cavităţi progresive pentru o valoarea a strângerii 0,4 mm şi μS = 0,3919.

Fig. 7. a) Variaţia presiunii de contact în funcţie de valoarea coeficientului Poisson al materialului statorului pompei elicoidale pentru o valoarea a strângerii de 0,4 mm şi ES = 4,9 MPa a materialului statorului; b) Variaţia presiunii de contact în funcţie de valoarea coeficientului de frecare dintre materialul rotorului şi cel al statorului pompei cu cavităţi progresive pentru o valoarea a strângerii de 0,4 mm şi ES = 4,9 MPa a materialului statorului.

Din analiza rezultatelor au reieşit următoarele: - Presiunea de contact creşte odată cu creşterea strângerii (fig. 6,a). Acest fapt asigură un randament volumic

bun pentru pompa cu cavităţi progresive însă conduce la creşterea energiei necesare acţionării pompei ca urmare a creşterii frecărilor;

- Presiunea de contact creşte rapid cu creşterea valorii modulului de elasticitate longitudinală al materialului statorului pompei ES (fig.6. b) şi scade odată cu creşterea coeficientului Poisson al materialului statorului μS (fig.7, a). Pentru realizarea unui randament volumic ridicat trebuie deci să se realizeze un optim între ES şi μS;

- Presiunea de contact creşte odată cu creşterea coeficientului de frecare dintre stator şi rotor. Este deci necesar să se determine ce influenţă are asupra vitezei de uzare coeficientul de frecare dintre materialul statorului şi cel al rotorului.

Din cele prezentate reiese cu prisosinţă necesitatea determinării exacte a presiunii de contact între rotorul şi statorul pompelor elicoidale pe de o parte pentru a determina natura ajustajului care să conducă la un randament volumic ridicat şi la un consum energetic scăzut, iar pe de altă parte pentru evaluarea vitezei de uzure a statorului, respectiv rotorului.

88

Sistemul de pompaj cu pompe cu cavitati progresive este format dintr-un echipament de suprafata si un echipament de adincime. Echipamentul de suprafata este compus dintr-un sistem de actionare, un mecanism de transmisie a puterii si un dispozitiv de antrenare care are face legatura cu garnitura de prajini de pompare

Predimensionarea cu elemente finite a geometriei transversale Maşinile electrice sincrone, cu magneti permanenti si camp radial, pot fi impartite in doua mari categorii, masini

cu magneti la suprafata si masini cu magneti ingropati. Cea mai simpla metoda de a construi un rotor cu un numar mare de poli consta in montarea magnetilor pe suprafata unui miez rotoric. Cu toate acestea, este necesar sa se foloseasca magneti de energie mare, cum ar fi magnetii NdFeB pentru a furniza inductie magnetica acceptabila in intrefier. Magnetii de mare energie sunt foarte scumpi, deci materialul magnetic ar trebui utilizat in mod eficient. In plus, magnetii permanenti montati la suprafata trebuiesc protejati mecanic.

Analiza efectuată a fost realizată prin utilizarea unui calculul numeric al câmpului din maşina electrica, cu ajutorul pachetului de programe FLUX2D, realizat de firma CEDRAT, Franta.

Modelarea geometrică în FLUX 2D Cu toate ca masina electrica analizata prezinta o repetitivitate a repartitiei infasurarii statorice, generatorul

sincron a fost modelat in intregime. Domeniul de calcul al structurii 2D a câmpului electromagnetic din figura 1, conţine următoarele regiuni cu

proprietăţi fizice distincte: - Tola stator, regiune magnetica neliniara, neconductoare; - R+, R-, S+, S-, T+, T-, regiuni neconductoare şi nemagnetice ce caracterizează laturile de ducere şi de întoarce

ale celor trei înfăşurări ale masinii sincrone; - INTREFIER, o regiune delimitativa, aflata intre circuitul magnetiic statoric si cel rotoric pentru care reteaua

mesh se reface pentru fiecare calcul in parte; - AER_STATOR, AER_ROTOR, regiuni nemagnetice si neconductoare, aflate in cele doua armaturi ale

masinii sincrone; - MAGNETI, regiuni de tip magnet permanent , neconductoare. Variabila de stare, potenţial magnetic vector, este nulă pe cele două frontiere ale domeniului de calcul care sunt

reprezentate de cele două cercuri, exterior miezului magnetic statoric, respectiv interior al miezului magnetic rotoric. Construirea reţelei de elemente finite din figura 9 este bazată în mare măsură pe utilizarea opţiunii prin care se

asociază diverselor linii caracteristice ale domeniului de calcul dimensiunea dorită predefinita. Se asigură astfel o reţea mai fină în zona dinspre întrefier a statorului şi rotorului, acolo unde inducţia magnetică ale valori şi variaţii mai importante.

După evidenţierea reţelei de discretizare trebuie verificata si calitatea mesh-ului.Comanda „Verficare_MESH” furniezeaza o lista de elemente de diferite calitati si stabileste o statistica a calitatii mesh-ului.

Fig. 8. Modelarea geometrica a masinii sincrone si harta inductiei magnetice generata de prezenta magnetilor permanenţi

89

Fig. 9. Reţeaua de elemente finite a domeniului de calcul

Determinarea cuplului de dantura Cuplul de dantură este cauzat de variatia energiei câmpului magnetic, determinat de magneţii permanenti, în

raport cu unghiul de poziţie al rotorului θ, iar fizic poate fi estimat ca o sumă a interacţiunilor dintre fiecare margine a magneţilor permanenţi şi deschiderile crestăturilor.

Programul FLUX 2D ofera mai multe metode de rezolvare a cuplului dezvoltat intr-o masina. In cazul de fata, s-a utilizat metoda lucrului mecanic virtual.

Pentru calculul corect al cuplului de dantura intr-o masina rotativa, in regiunea intrefierului s-a construit un “mesh” folosind elementele de foarte buna calitate (triunghiuri cat mai echilaterale). Flux 2D calculeaza momentul, pentru cuplu, in functie de axa de rotatie aleasa.

Pentru modelul experimental considerat s-a rezolvat problema de câmp electromagnetic folosind programul profesional FLUX2D. S-au rezolvat probleme de câmp în regim magnetostatic si în regim magnetic staţionar cu o viteza de rotatie foarte mica, n=1/6 rpm (echivalentul efectuarii unei ture complete in 360 secunde, pentru a echivala cu o problema multistatica.

Rezultatele obţinute din program sunt reprezentate de hărţile inducţiei din maşina, traseul liniilor de camp si cuplul de dantura.

Fig. 10. Distributia inductiei magnetice din geometria transversala a maşinii sincrone cu magneti permanenti

90

Optimizarea protecţiei climatice şi a eficienţei energetice a radiatoarelor din Al.

Radiatoarele sunt schimbătoare de căldură utilizate pentru transferul energiei termice de la un mediu la altul în scopul încălzirii sau răcirii. Transmiterea căldurii între cele două medii se realizează printr-un perete solid, care le separă. Transferul de căldură are loc întotdeauna, conform principiului al doilea al termodinamicii, de la mediul mai cald la cel mai rece.

Radiatoarele sunt realizate din metal care serveşte drept conductor termic şi disipă căldura. Cu toate acestea există argumente pro şi contra privind alegerea unui tip de metal în construcţia acestuia. Fiecare metal are un nivel diferit de conductivitate termică, Când conductivitatea termică a metalului este mai mare, atunci transferul de căldură este mai eficient.

Unul dintre metalele cele mai utilizate în absorţia căldurii este aluminiul. Aluminiul are o conductivitate termică de 235W/mK.

Iniţial, radiatoarele maşinilor termice au fost executate din alamă, un aliaj cu conductivitate termică şi rezistenţă la coroziune optime. De asemenea, au fost realizate radiatoare din cupru, rezistente la coroziunea cauzată de amoniac. Însă, acestea prezintă dezavantajul că au un preţ de cost mare. Datorită acestor considerente, s-a trecut la fabricaţia radiatoarelor din aluminiu.

Totodată este necesară asigurarea unei protecţii climatice, prin vopsirea radiatoarelor cu diverse tipuri de vopsele ecologice.

Dar şi în acest stadiu, a apărut un alt mare dezavantaj şi anume cel referitor la reducerea eficienţei disipării termice.

În momentul de faţă, radiatoarele din aluminiu sunt vopsite în câmp electrostatic cu următoarele tipuri de vopsea:

- vopsea neoacrilică anticorozivă lichidă cod: 850V; - vopsea de tip E607016RTEXL-K20. Radiatoarele din aluminiu trebuie să asigure atât un transfer termic eficient cât şi o formă constructivă

compactă, rezistentă la condiţiile climatice de funcţionare (rezistenţă mecanică la perforaţii şi respectiv coroziune). Având în vedere aceste considerente, scopul lucrării constă în: - studiul privind procesul de transfer termic la radiatoarele din aluminiu, - determinări experimentale comparative, de conducţie termică pentru diverse straturi de protecţie climatică.

V. Transmiterea căldurii printr-un sistem format din mai multe straturi succesive

Pentru un sistem format din trei straturi succesive, cu grosimile δ1, δ2, δ3, din materiale cu conductivităţile termice λ1, λ2, λ3 şi cu căderile de temperatură Δt1, Δt2, Δt3, astfel încât [6]:

Δt1 + Δt2 + Δt3 = Δt = to – t3 (24) în care to şi t3 sunt temperaturile pe feţele sitemului, ecuaţiile de transmitere a căldurii prin conducţie pentru fiecare strat sunt:

Fig. 3. Distribuţia temperaturilor într-un Fig. 5. Distribuţia temperaturilor într-un sistem radiant

sistem radiant de trei straturi succesive [6] realizat din Al acoperit cu două straturi succesive

91

11

1 tAQ

; 22

2 tAQ

; 33

3 tAQ

; (25)

Mărimile Q şi A au fost scrise fără indici deoarece căldura transmisă prin fiecare strat este aceeaşi (regim staţionar), iar aria suprafeţei straturilor este identică (straturi succesive).

Scriem ecuaţiile (25 ) sub forma [6]:

AQt ./1

11

, AQt ./

2

22

, AQt ./

3

33

(26)

Adunând, obţinem:

Δt1 + Δt2 + Δt3 = Δt =

3

3

2

2

1

1

A

Q (27)

Q = k . A . Δt (28) unde:

3

3

2

2

1

1

1

k (29)

k este coeficientul total de transmitere a căldurii prin conducţie. Generalizând, pentru n straturi succesive, putem scrie [6]:

n

i

i

n

n

k

12

2

1

1

1

...

1

(30)

VI. Rezistenţa termică

Debitul de căldură transferată între cele două fluide[1]:

2

2221

1

11

11

ttptptptptq

(31)

Folosind o proprietate a proporţiilor, se obţine:

tktt

q

21

21

11

(32)

Fig.4. Transfer termic între două fluide separate de un perete [6 ]

Rezistenţa termică totală [6]:

21

11

tR (33)

unde: δ este grosimea peretelui; α1 – coeficient de proporţionalitate antigel; α2 – coeficient de proporţionalitate aer;

λ – conductivitatea termică a peretelui [W/m.ºK]. Pentru un radiator de Al, cu mai multe straturi succesive de vopsea rezistenţa termică este:

92

211

11

n

i

itiRR

Metoda de determinare a conductivităţii termice Conductivitatea termica s-a măsurat la un aparat de tip LFA 447 NanoFlash – Netzsch (Germania), conform

standardului ASTM E-1461:2007 [1], prin metoda “flash” [1, 4]. Prin aceasta metoda, o proba este iradiată uniform pe faţa frontală, prin utilizarea unei lămpi cu xenon, aşa

cum se arată din Fig. 1. Probele sunt, de obicei, sub forma de disc de diametru de 12,7 mm si au grosimi cuprinse între 1 mm şi 3 mm, dar pot fi măsurate şi probe dreptunghiulare de dimensiuni variabile.

Fig. 1. Schema de funcţionare a aparatului LFA 447 Nano Flash prin metoda „flash” Creşterea de temperatura înregistrată pe cealaltă faţă a probei este măsurată, în funcţie de timp, de un

detector cu raze infraroşu (IR), de tip InSb. Un termocuplu de tip K aflat în contact cu suportul probei poate înregistra temperatura probei la orice temperatura cuprinsă între 20 si 300oC. În momentul în care proba s-a stabilizat la o anumită temperatură, lampa se aprinde de câteva ori pe o perioadă de câteva minute şi datele necesare sunt înregistrate pentru fiecare „shot”.

Creşterea de temperatura şi grosimea probei este utilizatăa pentru calcularea directă a difuzivităţii termice “”.

Analiza matematică a distribuţiei variaţiei temperaturii în funcţie de timp permite determinarea difuzivităţii termice. Acest lucru este făcut de software-ul de analiza al aparatului care permite controlul manual sau automat al procesului experimental, cât şi evaluarea rezultatelor. Software-ul conţine câteva modele matematice pentru aceasta aplicaţie. Cel mai simplu model este “modelul adiabatic”. Pentru acest model, difuzivitatea termică se calculează conform relaţiei (35), [4]:

21

2

t

l13880

/

, (35)

unde: = difuzivitatea termică [mm2/s] l = înălţimea probei [mm] t1/2 = timpul la creşterea la jumătate a temperaturii, măsurată la cealaltă fata a probei [s]. Metoda “flash” este avantajoasă datorită geometriei simple şi cerinţelor de dimensiuni mici ale probelor,

rapidităţii măsurătorilor şi uşurinţa folosirii. Pentru măsurători precise, se recomandă ca probele să fie de forma cilindrică sau paralelipipedică şi să aibă suprafeţe plate şi feţe paralele [2].

Pentru măsurarea căldurii specifice, magnitudinea creşterii de temperatura a unei probe necunoscute este comparată cu cea a unei probe etalon.

Căldura specifică este dată de cantitatea de căldura necesară unităţii de masă [kg] dintr-un corp omogen pentru a-şi modifica temperatura cu un grad, şi se exprimă prin relaţia (36), [4]:

Tm

QCP

(36)

unde: Cp = căldura specifică [J/kg·K]

Q = căldura [J] m = masa probei [kg] T = variatia de temperatura a probei [K]

93

Aceasta tehnică a presupus comparaţia dintre creşterea de temperatura a probei, datorată pulsului emis de lampa cu xenon (tensiunea detectorului final minus tensiunea detectorului liniei de baza) cu creşterea de temperatura a probei etalon, testată în acelaşi timp şi în aceleaşi condiţii. În acest mod, căldura specifică şi difuzivitatea termică a probei au putut fi măsurate după o singură analiză.

Astfel, căldura specifică a probei s-a determinat conform relaţiei, (37), [4]:

etalonproba

probaetalonP

proba

etalonPP GVm

GVmC

Tm

TmCC

)(

)(

)(

)(

(37)

unde, V = variaţia de tensiune înregistrată de detector (proporţionala cu T) [V] G = amplificarea detectorului, care este o constanta egala cu 50020.

Conductivitatea termică definită pentru un corp în masa căruia există un gradient de temperatura, reprezintă fluxul de căldură care străbate într-o unitate de timp, o unitatea de suprafaţa transversală pe direcţia gradientului de temperatura unitar.

Măsurarea difuzivităţii termice şi a căldurii specifice permit calcularea conductivităţii termice, utilizându-se relaţia (38), [5]:

λ = · Cp · ρ (38) unde: = conductivitatea termică [W/m·K]

= difuzivitatea termică [m2/s]; Cp = căldura specifică [J/g·K]; ρ = densitatea [g/cm3] Densitatea se determină, de obicei, din măsurarea volumului probei (calculat din măsurarea dimensiunilor

probei) şi greutate. Pentru determinarea conductivităţii termice ale straturilor de protecţie climatică, s-a utilizat ecuaţia de

transfer termic prin pereţi compuşi din n straturi paralele, cu grosimi 1...n şi conductivităţi termice 1...n, conform relaţiei (36), [6]:

n

i

iKs1

(39)

unde: = conductivitatea termică a sistemului [W/m·K]

iar

i

iK

1= coeficientul total de transfer de căldură conductiv [W/m2·K].

În Tabelele 1 şi 2, sunt prezentate valorile conductivităţilor termice ale sistemelor (Al+vopsea/eloxare) şi respectiv, ale straturilor de protecţie climatica analizate, măsurate la 30oC.

Tabel 1. Valorile conductivităţilor termice ale sistemelor analizate Nr. crt.

Tip protecţie climatica

Cod proba/Grosime suport (tabla de Al)/ strat

Densitate proba, ρ

g/cm3

Difuzivitate termică,

[mm2/s]

Căldura specifică,

Cp [J/g.K]

Conductivitate termică sistem,

λ [W/m . K]

1 Neacoperit Al 0,5 2,70 76,829 0,712 147,6960 2 Al 0,5/6 µm 2,70 72,351 0,561 109,5900 3 Al 0,5/8 µm 2,67 52,834 0,744 104,9540 4 Al 0,5/10 µm 2,69 50,230 0,720 97,2860 5

Vopsea neoacrilică anticorozivă, Cod: 850V

Al 0,5/15 µm 2,66 42,404 0,723 81,5510 6 Al 0,5/40 µm 2,40 17,158 0,802 33,0260 7 Al 0,5/50 µm 2,42 16,954 0,797 32,7000 8 Al 0,5/70 µm 2,42 10,793 0,799 20,8700 9

Vopsea E/P 7016GRI RADIATOARE TEXL-K20 Al 0,5/120 µm 2,40 8,261 0,804 15,9400

10 Neacoperit Al 0,23 2,23 69,084 0,621 95.669

11 Al 0,23- eloxat cu sol. H2SO4/10 min 2,44 28,452 0,969 67,271

12 Al 0,23- eloxat cu sol. H2SO4/20 min 2,37 32,963 0,674 52,654

13 Al 0,23- eloxat cu sol. H2C2O4/10min 2,39 31,702 1,002 75,919

14

Strat de Al2O3 format prin eloxarea tablei de Al in diferite soluţii

Al 0,23- eloxat cu sol. H2C2O4/20min 2,39 33,781 0,772 62,328

94

Tabel 2. Valorile conductivităţii termice ale straturilor de protectie climatica analizate

Nr. crt.

Tip protecţie climatică

Cod proba Grosime suport

(tabla Al) [mm]

Grosime strat [μm]

Conductivitate straturi,

λ [W/m . K]

1 Al 6 µm 0,50 9,2 7,2953 2 Al 8 µm 0,50 12,4 8.2843 3 Al 10 µm 0,50 15,2 7,9565 4

Vopsea neoacrilică anticorozivă cod:850V Al 15 µm 0,50 21,6 7,1745

5 Al 40 µm 0,50 101,8 3,0794 6 Al 50 µm 0,50 110,6 3,2568 7 Al 70 µm 0,50 149,6 2,5413 8

Vopsea E/P 7016GRI RADIATOARE TEXL-K20 Al 120 µm 0,50 242,8 2,7034

9 Al- sol. H2SO4/10 min 0,23 10,72 9,1293 10 Al- sol. H2SO4/20 min 0,23 21,45 9,0453 11 Al- sol. H2C2O4/10 min 0,23 10,72 13,9834

12

Strat de Al2O3 format prin eloxarea tablei de Al în diferite soluţii Al- sol. H2C2O4/20 min 0,23 21,45 13,1581

Concluzii parţiale

valori ridicate ale conductivităţii termice s-au obţinut pentru tablele de Al eloxate, în electroliţi de acid sulfuric si acid oxalic (tabel 2);

cel mai eficient transfer termic pentru radiatoarele de aluminiu este asigurat prin eloxarea tablelor de Al în soluţie de acid oxalic, la durata cea mai scurtă de eloxare (10min);

la polul opus se află vopseaua cea mai puţin termo-conductivă de tip E/P 7016GRI RADIATOARE TEXL-K20, pentru care s-a obţinut o valoare a conductivităţii termice de aprox. 4,6 ori mai mică, comparativ cu valorile conductivităţii termice înregistrate pentru tablele eloxate în acid oxalic.

Raport privind evaluarea posibilităţilor de dezvoltare şi testarea unor sisteme de transport direcţionat al

energiei în vid sau în aer. Selectarea aplicaţiilor ce utilizează transportul direcţional al energiei. Prezentarea configuraţiilor experimentale propuse a fi cercetate. (28.08.2014) Obiectivul principal este de a investiga dacă, şi în ce măsură, fenomenele fizice cunoscute pot fi utilizate pentru a transfera direcţionat energia în mod eficient pe distanţe mari dtransport >> dsursă, chiar şi în prezenţa unor obstacole aflate în mediu de transport. Scopul proiectului este de a desfăşura cercetări cu caracter atât fundamental cât şi aplicativ, capabile să furnizeze o bază de modele teoretice şi fenomenologice ale unor procese fizice de transmitere direcţionată a energiei la distanţă cât şi a unor dispozitive care pun în practică aceste concepte dezvoltate. Astfel, proiectul îşi propune o abordare ambiţioasă, în care dezvoltarea cunoaşterii este realizată printr-o cercetare cu un caracter interdisciplinar. În cadrul prezentei lucrări a fost realizat un studiu privind evaluarea posibilităţilor de dezvoltare şi testarea unor sisteme de transport direcţionat al energiei în vid sau în aer. A fost realizată selectarea aplicaţiilor ce utilizează transportul direcţional al energiei şi prezentarea unor configuraţii experimentale propuse a fi cercetate. Tipuri principale de energie disponibile în mediul ambiant ce pot fi transportate direcţionat:

Energia electromagnetică de exemplu: radiaţia electromagnetică (radiofrecvenţă, microunde, laser); Energia mecanică, de exemplu: energia mecanică este transportata direcţionat prin intermediul unor fascucule de

particule cu viteze relativiste sau unde sonice; Energie termică, de exemplu: plasma cu viteza relativistă. Un sistem cu energie direcţionată emite energie ţintită într-o anumită direcţie, transferând acea energie către o ţintă

pentru un efect dorit. Energia poate fi transferată sub diferite forme, inclusiv radiaţii electromagnetice, particule cu masă, sunet, plasmă ori fascicul laser de mare putere [1]. Acest studiu oferă o evaluare a stadiului de dezvoltare a celor mai moderne sisteme cu energie direcţionată, o înţelegere a modului de operarea pentru câteva dintre aceste tipuri de bază de sisteme cu energie direcţionată precum şi comparaţii între aceste tipuri de bază. Astfel, studiul se referă la sisteme laser, analiza interacţiunii dintre fascicule laser de mare putere şi materia. Acesta acoperă, de asemenea, utilizarea de microunde, particule şi fascicule radar de mare putere ca sisteme ale viitorului.

95

În perioada de început a electromagnetismului, înainte de dezvoltarea reţelelor electrice cu cabluri, eforturi intense au fost dedicate dezvoltarii de sisteme pentru transportul de energie pe distanţe lungi, fără nici un mediu purtător (de exemplu fără fir) [2] . Aceste eforturi par să fi avut un succes scăzut. Modurile radiative ale antenelor omni-direcţionale (care lucrează foarte bine pentru transferul de informaţii) nu sunt potrivite pentru un astfel de transfer de energie, deoarece marea majoritate a energiei este irosită în spaţiu liber. Există mai multe metode utilizate în prezent pentru transportul direcţionat al energiei, care se bazează pe moduri non-radiative (de ex. inducţie magnetică), dar acestea sunt limitate la distanţe foarte mici sau la transferuri de energie de putere foarte scăzută (mW). Modurile de transfer direcţional al energiei, utilizând lasere sau antene ultra-direcţionale, pot fi folosit eficient pentru transferul de energie, chiar şi pentru distanţe lungi (dtransport >> dsursă, unde dsursă este dimensiunea caracteristică a dispozitivului) [3] , necesitând existenţa unei căi de transmisie între emitor şi receptor şi un sistem de urmărire pentru receptori mobili. Tehologiile dispozitivelor cu energie direcţionată (dirijată) (DEW-Directed-Energy Weapon) sunt acele tehnologii care se referă la producerea şi transmiterea unui fascicul intens de energie prin intermediul unor unde cum sunt cele electromagnetice sau a unui fascicul intens de particule atomice/subatomice. În consecinţă sistemele cu energie direcţionată sunt definite ca fiind dispozitive care sunt în primul rând utilizat ca mijloc de a interacţiona cu structura unei ţinte materiale folosind unde radiate sau fascicule de particule microscopice.

Sistemele cu energie direcţionată bazate pe unde electromagnetice. În prezent, sunt considerate cu adevărat dispozitive cu transfer direcţionat al energie ca fiind acele dispozitive care generează, de la o sursă, energie ce se transfera prin intermediul unor unde (electromagnetice, microunde, etc.) ce se propaga cu viteza luminii sau la o viteză aproapiată de cea a luminii, direct la suprafaţa unui material ţintă. Sistemele actuale cu energie direcţionată ce se bazează numai pe principiile energiei electromagnetice cuprind [4]:

8. laserii de mare energie (high energy laser - HEL); 9. sistemele de radiofrecvenţă (Radio Frequency- RF)/Microunde de mare putere (High Power Microwave –

HPM); 10. sisteme de mare putere cu unde milimetrice (de ex. Active Denial System (ADS); 11. sisteme cu lumini orbitoare in vizibil; 12. sisteme cu energie în impuls. Sistemele electromagnetice cu energie direcţionată cuprind întregul spectru electromagnetic. Sistemele de energie

sunt clasificate în funcţie de frecvenţă şi/sau lungime de undă. Aceasta includ radiaţiile gamma, razele X, ultraviolete, spectrul vizibil, radiaţiile în infraroşu, radiaţiile în domeniul terahertz, microundele si undele radio.

Fig. 2. Dimensiunea spotului la 2 km pentru un laser comparativ cu un sistem cu microunde de mare putere.

96

Fig. 1. Clasificare generală a tehnologiilor şi sistemelor de transmitere direcţionată a energiei.

Din cauza naturii fizice a sursei lor de radiaţie, lasere sunt o dispozitive punctuale (point device) în timp ce

sursele RF/HPM au o amprentă de antenă "de tip radar", şi, prin urmare, sunt considerate dispozitive zonale (area

device), figura 2.

Fig. 3. Spectrul electromagnetic şi nomograma frecvenţă-lungime de undă.

În cadrul programelor de dezvoltare a dispozitivelor cu microunde de mare putere (High Power Microwave – HPM) sunt incluse dispozitivele RF de bandă largă şi un sub-grup al a dispozitivelor cu microunde de mare putere (HPM) ce se adresează tuturor dispozitivelor RF cu energie direcţionată. În general, laserele de mare energie (High Energy Laser - HEL) se află plasate în benzile de frecvenţă de la infraroşu (IR) până în vizibil (VIS), în timp ce dispozitivele cu microunde de mare putere (HPM) se află în benzile de microunde de frecvenţă mai mică (de exemplu, între 800 MHz la 3 GHz). Cu nomograma prezentată în Figura 3, valorile de frecvenţă pot fi convertite la lungimi de undă. De asemenea, trebuie subliniat faptul că impropriu dispozitivele HPM sunt etichetate ca "EMP", deoarece acesta

97

din urmă se referă în special la pulsul electromagnetic (EMP) generat de o explozie nucleară, care este în banda de microunde cu frecvenţe foarte mici, în mod normal între 100 şi 200 MHz. Dispozitivele cu energie direcţionată bazate pe fascicule de particule la viteze relativiste. Dispozitivele actuale cu energie direcţionată ce se bazează pe fascicule de particule la viteze relativiste se pot clasifica în două tipuri:

4. dispozitive cu fascicule de particule cu sarcină electrică (charged-particle beam - CPB); 5. dispozitive cu fascicule de particule neutre (neutral-particle beam - BPN).

Un fascicul de particule cu sarcină (charged-particle beam - CPB) este alcătuit din particule, cum ar fi electroni, protoni sau ioni grei care posedă o sarcină electrică. Un fascicul de particule neutre (neutral-particle beam - BPN) este compus din particule, cum ar fi hidrogenul atomic, deuteriu sau tritiu, care sunt neutre electric. Dispozitivele care furnizează energia cinetică în structura atomică a unei ţinte nu sunt considerate cu adevarat dispozitive cu transfer direcţionat al energiei doar în măsura în care ne referim la transportul acestor particule cu viteze realtiviste. Dispozitive cu energie direcţionată bazate pe unde sau fascicule de particule la viteze nerelativiste. Dispozitivele viitoare cu energie direcţionată pot include sisteme care se bazează pe alte principii, suplimentar faţă de cele cu energie electromagnetică, cum ar fi undele acustice si sisteme de fluide/particule [5]. Într-un sens mai larg ne putem referi la dispozitivele cu transfer de energie direcţionată incluzând şi acele dispozitive care transportă printr-o cale de transmisie/transport energia termică sau mecanică la viteze mai mici decât cele relativiste de ex. cu viteza sunetului ori supersonică (jeturi de particule sau plasmă cu viteze sonice, supersonice sau unde acustice). A fost efectuat un studiu privind stadiul actual al performantelor laserilor de mare energie: laserii chimici, solid-state, laseri cu electroni liberi şi laseri cu canal de plasma indus. Au fost evaluat stadiul actual al noilor solutii dezvoltate şi cercetate în prezent: - Tactical High-Energy Laser - laser chimic cu acid fluorhidric greu (deuterium fluoride – DF);

Fig. 4 . Scema unui laser cu acid fluorhidric greu.

- Mobile Tactical High-Energy Laser – laser chimic cu acid fluorhidric greu (DF);

98

Fig. 5. Demonstrator laser THEL. - Airborne Laser – laser chimic oxigen-iod (chemical oxygen iodine laser – COIL);

Fig. 6 . Laser YAL-1A ABL instalat pe Boeing 747

- Advanced Tactical Laser (ATL) - laser chimic oxigen-iod (COIL); - Space-Based Laser – laser chimic cu acid fluorhidric (hydrogen fluoride – HF);

99

Fig. 7 . Concept de laser spaţial.

3. Laserii cu electroni liberi

Fig. 8. Schema unui laser cu electroni liberi.

A fost efectuat un studiu privind stadiul actual al performantelor sistemele de radiofrecvenţă /Microunde de mare putere: 2 Sisteme de microunde de bandă largă (Ultra-wideband – UWB); 3 Sisteme de microunde de banda îngustă (Narrowband – NB); Au fost evaluate sistemele potenţiale pentru generarea microundelor cu puteri ridicate. VIRCATOR (VIRtual CAthode oscillaTOR) este un generator de microunde, care este capabil să genereze impulsuri scurte de reglabile, de microunde de bandă îngustă la niveluri foarte ridicate de putere la lungimi de unda de ordinul centimetrilor. Aceste generatoare pot fi folosite ca generatoare de impulsuri electromagnetice şi pentru generarea de raze X (1010 – 1012 Watts).

100

Fig. 9. Schema de principiu a generatorului de microunde VIRCATOR

Girotronul este un nou tip de sursă de microunde care funcţionează la lungimi de undă milimetrice, şi sunt capabile să genereze unde susţinute la niveluri foarte ridicate de putere.

Fig. 10. Schema de principiu a generatorului de microunde Girotron.

În urma celor analizate se poate concluziona că dispozitivele de transmitere direţionată a energiei la distanţă bazate pe generarea de microunde de mare putere ar putea constitui o soluţie posibil de implementat datorită faptului că solicită o infrastructură mai redusă (şi implicit costuri mai mici) comparativ cu celelalte variante.

Concepţia – dimensionarea şi dezvoltarea unui sistem experimental de motor liniar pentru lansare

electromagnetică Obiectivul principal este de a investiga modalitatea de concepţie – dimensionare şi dezvoltarea a unui sistem experimental de motor liniar pentru lansare electromagnetică. Scopul proiectului este de a desfăşura cercetări cu caracter atât fundamental cât şi aplicativ, capabile să furnizeze o bază de modele teoretice şi fenomenologice ale unor procese fizice necesare realizării de noi tipuri de lansatoare electromagnetice. În cadrul prezentei lucrări a fost realizat un studiu privind evaluarea posibilităţilor de dezvoltare şi testarea unor sisteme de lansare electromagnetice. În acest sens au fost realizate obiectivele propuse privind definirea unui concept teoretic si a unui concept de realizare a unui model demonstrator de lansator electromagnetic.

101

Figura 1: Motor linear homopolar în care câmpul magnetic este produs doar de circulaţia curentului electric.

A fost realizat de asemenea obiectivul privind dezvoltarea si testarea preliminară a unui model experimental. Propulsia electromagnetică a constituit o preocupare constantă a cercetătorilor încă de la începutul studiului sistematic ale fenomenelor electrice şi magnetice. Una dintre soluţiile de viitor, aflată încă în faze experimentale, de sporire a vitezei iniţiale a proiectilelor o constituie propulsia electromagnetică, sistem propulsiv total diferit de cel al sistemelor clasice. Lansatoare electromagnetice care pot fi:

13. Lansatoare electromagnetice cu şine, denumite railgun; 14. Lansatoare electromagnetice cu bobină, denumite coilgun;

Figura 2. Modelul demonstrator raillgun realizat în laborator.

102

Un motor linear este un motor electric, care are statorul şi rotorul "desfăşurate", astfel că, în loc de a produce un cuplu (rotaţie) se produce o forţă liniară de-a lungul lungimii sale. Motoarele lineare homopolare sunt motoare lineare în care un curent mare este trecut printr-un sabot de metal prin contacte care sunt alimentate de la două şine de alunecare. Necesitatea unui câmp magnetic exterior este eliminată. Trecerea de curent printr-un fir creează propriul câmp magnetic. Câmpul magnetic ce se generează determină metalul să se deplaseze de-a lungul şinelor. În cadrul prezentei lucrării a fost abordata proiectarea şi realizarea unui model de lansator electromagnetic de tip railgun. Un dispozitiv de tip railgun este un lansator electromagnetic de proiectile acţionat electric a cărui funcţionare este bazată pe principii similare cu cele ale motorului homopolar. Pentru configuraţia propusă a fi realizată au fost calculate forţa Laplace si gradientul inductanţei. În funcţie de rezultatele calculelor au fost propusă o soluţie de realizare practică. Pentru modelul experimental s-a utilizat ca sursa un condensator cu capacitatea de 6800 F ce poate furniza la 0 tensiune de 310 V o energie de 326,74 J la un curent de vârf la descărcare de aproximativ 3000 A. Şinele au fost executate din bare de Cu electrolitic cu dimensiunile:

6. lăţimea barelor: w = 13 mm 7. grosimea barelor de Cu: h= 5 mm 8. distanţa dintre bare: l = 5 mm.

Modelul a fost testat cu succes in laborator utilizănd proiectile din aluminiu cu masa de 1g. Forţa Laplace calculată conform relaţiei (8) la momentul de vârf al descărcării, pentru un curent de 3000 A este, F= 6,84 N. Pentru un proiectil cu masa de m = 1 g se obţine o acceleraţie de 6,84 x 103 m/s2 şi o viteză de 6,84 m/s. Gradientul inductanţei, calculat la descărcare în vârf este: L' = 0,456 mH/m. Cu ajutorul programului de simulare Wolfram Mathematica9, a fost simulată variaţia intensităţii curentului prezentată în Figura 3.

Figura 3 Variaţia intensităţii curentului de descărcare simulată. Rezultatele obţinute în această etapă în laborator justifică continuarea lucrărilor privind dezvoltarea unui model perfecţionat de lansator electromagneţi, cu o sursă de energie mai mare, de ordinul kJ precum şi realizarea unei surse performante de descărcare în impuls de mare putere.

In cadrul lucrariii PN09350301

Faza 1: „Optimizare model experimental de os sintetic pentru reparaţii în neurochirurgie” Obiectivul principal al etapei de executie a constat in activitati pentru optimizarea modelelor experimentale de os sintetic (pentru reparatii neurochirurgicale) referitor la: - optimizare caracteristici reologice barbotine ceramice HAP: realizarea de barbotine ceramice cu continut de faza

solida de min. 60%, si continut optim de adaosuri (agent dispersant si liant);

103

- optimizare tehnica de turnare barbotine ceramice in forme de ipsos: prin procese de ultrasonare si degazare/dezaerare se obtin produse fasonate cu densitatea pe crud de min. 50% din ρth;

- optimizare modele experimentale: elaborare de ME cu porozitati de 20-40%, si caracteristici mecanice adecvate (rezistenta mecanica de min. 40Mpa).

Faza 2: „Elaborare şi caracterizare model experimental de implant cranian” Obiectivul principal al etapei de execuţie a constat în elaborarea şi caracterizarea modelelor experimentale de proteză pentru implanturi craniene din punct de vedere compoziţional, structural şi al proprietăţilor fizice şi mecanice.

Obiectivele specifice au constat în principal în: elaborare modele experimentale prin tehnica de turnare din barbotine ceramice în forme de ipsos; prepararea de eşantioane/epruvete ceramice pentru caracterizări; caracterizări compoziţionale a modelelor experimentale prin măsuratori de difracţie de raze X şi spectroscopie IR; caracterizări structurale prin măsuratori de microscopie electronică, SEM; caracterizări fizice prin măsuratori de densitate, porozitate şi contracţie pe epruvete ceramice preparate în condiţii similare cu ME; caracterizări mecanice prin măsuratori de rezistenţă mecanică (rezistenţa la încovoiere si la compresie); prelucrarea şi interpretarea rezultatelor; s-a propus obţinea de modele experimentale de proteze pentru implanturi

craniene cu caracteristicile: grosime implant: 2,5 ÷ 5mm; rezistenţă mecanică = min. 20MPa. Faza 3: „Elaborare şi caracterizare pulbere ceramică HAP pentru realizarea de implanturi craniene prin prototipare rapidă (PR)”

Obiectivul principal al etapei de execuţie a constat în elaborarea şi caracterizarea de pulbere ceramica HAP, si

prepararea unui lot experimental de pulbere ceramica HAP pentru experimentări preliminare de prototipare rapidă (PR).

Obiectivele specifice au constat în principal în: elaborare de sorturi de pulbere ceramică pe bază de hidroxiapatită (HAP), cu conţinut de faza HAP de min. 95%

prin metoda de sinterizare în fază solidă din compuşi chimici de puritate p.a.; caracterizarea sorturilor de pulbere ceramică HAP elaborate din punct de vedere compoziţional (masurători DRX si FT-IR) şi structural (MES); pregătire lot experimental de pulbere ceramică HAP pentru experimentări preliminare de prototipare rapidă; fracţionare granulometrică pe seturi de site cu dimensiunea ochiului de 250, 125, 63 şi respectiv 45μm; colectare fracţie granulometrică pe sita de 45μm (lotul experimental); caracterizare lot experimental de pulbere ceramică HAP din punct de vedere compoziţional (masurători DRX si FT-IR) şi structural (SEM);

Faza 4: „Testare in vitro pe modelele experimentale de implant cranian”

Obiectivul principal al etapei de execuţie a constat în evaluarea biocompatibilităţii modelelor experimentale de

implant cranian, prin teste in vitro. Au fost efectuate teste specifice de încărcătură microbiană (teste de salubritate/sterilitate) şi respectiv, teste de citotoxicitate- teste de difuzie prin agar realizate pe celule L929, si respectiv, teste de viabilitate MTS realizate pe 2 tipuri de celule (L929 si MG-63). Pentru testele de biocompatibilitate efectuate s-au primit rapoarte de incercari, copiile lor fiind anexate lucrării.

In cadrul lucrarii PN09350303 Faza 1 - Studiu privind aspecte specifice de mediu în industria petrolieră: monitorizarea indicatorilor de calitate ai factorilor de mediu şi gestionarea deşeurilor

În perspectiva dezvoltării durabile, respectiv asigurarea pe termen lung a unor condiţii de muncă şi viaţă corespunzătoare, problematica gestionării deşeurilor industriale şi menajere este de o importanţă deosebită.

Abordarea Uniunii Europene în domeniul gestionării deşeurilor industriale, preluată şi de România în calitate de stat membru, se bazează pe trei principii majore:

- Prevenirea generării deşeurilor - factor considerat a fi extrem de important în cadrul oricărei strategii de gestionare a deşeurilor, direct legat de îmbunătăţirea metodelor de producţie în scopul reducerii cantităţi de deşeuri generate;

- Reciclare şi reutilizare - încurajarea unui nivel ridicat de recuperare a materialelor componente, preferabil prin reciclare materială;

104

- Eliminarea finală a deşeurilor - în cazul în care deşeurile nu pot fi recuperate, acestea trebuie eliminate în condiţii de siguranţă pentru mediu şi sănătatea umană, cu un program strict de monitorizare.

În urma activităţilor desfăşurate în industria petrolului, începând cu forajul, extracţia, dar mai cu seamă în sectorul de rafinare, pe lângă produsele principale, rezultă şi o serie de reziduuri (deşeuri) petroliere a căror gestionare prezintă o importanţă deosebită.

Au fost analizate aspectele privind gestionarea deşeurilor specifice din industria petrolieră. Astfel, au fost abordate aspectele:

- Metode de tratare a deşeurilor industriale în vederea neutralizării efectelor nocive ale acestora; - Metode de tratare aplicabile, pentru deşeurile specifice industriei petroliere; - Soluţii de valorificare/recuperare/reciclare (după caz) a deşeurilor petroliere; - Măsuri privind depozitarea temporară şi/sau finală controlată.

Au fost prezentate principalele metode de tratare a deşeurilor, clasificate astfel: - metode mecanice: mărunţirea, sortarea, compactarea; - metode fizico-chimice: stabilizarea/solidificarea, separarea gravitaţională, centrifugarea, filtrarea etc.; - metode termice: incinerarea/coincinerarea, piroliza, gazeificarea, desorbţia termică, uscarea; - metode biologice: metode aerobe şi anaerobe.

Pentru fiecare metodă de tratare a fost prezentat principiul metodei şi tipurile de deşeu la care metoda este aplicabilă. Pentru deşeurile specifice rezultate din industria petrolieră au fost identificate metodele de tratare aplicabile. De asemenea a fost realizat un studiu de caz concret, respectiv inventarierea deşeurilor şi a modului de gestionare a acestora la S.C Rafinăria Petrotel Lukoil SA Ploieşti.

Din studiile întreprinse a rezultat că deşeurile rezultate din industria petrolieră sunt de o diversitate deosebită (detritus şi lichid de foraj epuizat; şlamuri, nămoluri, gudroane – inclusiv acide, ape reziduale etc. cu conţinut ridicat de hidrocarburi; suporţi ceramici de la catalizatori; catalizatori metalici epuizaţi etc.).

De asemenea a rezultat că pentru tratarea / eliminarea deşeurilor din industria petrolieră au fost implementate o serie de tehnici – mai mult sau mai puţin eficiente, funcţie de nivelul cunoştinţelor în domeniu de la data implementării lor. Selectarea metodelor aplicabile se face după criterii tehnico-economice, evident pentru fiecare deşeu sau tip de deşeu în parte.

În urma activităţilor desfăşurate pe platforma Rafinăriei Petrotel Lukoil SA Ploieşti rezultă următoarele categorii de deşeuri: şlamuri şi nămoluri de la epurarea apelor uzate; şlamuri rezultate din curăţirea rezervoarelor; soluţii saline (sode uzate); catalizatori uzaţi; uleiuri uzate; echipamente şi uleiuri cu conţinut de PCB-uri; baterii şi acumulatori; anvelope uzate; deşeuri metalice – feroase şi neferoase; amestecuri de beton, cărămizi, ţigle şi materiale ceramice; hârtie, carton; sticlă; deşeuri menajere; substanţe chimice organice şi anorganice de laborator expirate; deşeuri de la echipamente electrice şi electronice; deşeuri de ambalaje; lemn; materiale izolante şi de construcţie cu conţinut de azbest.

Din studiul – analiză de caz – realizat la S.C Rafinăria Petrotel Lukoil SA Ploieşti, a rezultat că la această unitate rezultă anual cca. 800 t deşeuri cu conţinut ridicat de hidrocarburi, din care, conform declaraţiilor oficiale ale administraţiei, prin firme specializate se neutralizează/se elimină (contra cost) doar cca. 400 t/an. Având în vedere aceste date, se consideră oportun elaborarea unui studiu de prefezabilitate pentru realizarea unei instalaţii proprii de tratare/neutralizare a deşeurilor proprii prin incinerarea acestora şi valorificarea internă a energiei termice (şi a celei electrice produse prin cogenerare) în cadrul platformei industriale proprii. Faza 2 - Metode fizice şi chimice de depoluare a factorilor de mediu apă-sol, aplicabile în industria petrolieră

Au fost analizate metodele de depoluare a apei şi solului aplicabile în condiţiile specifice din industria petrolieră. Astfel, au fost abordate următoarele aspecte: - Depoluarea apelor reziduale din industria petrolieră: metode fizice, chimice şi microbiologice; - Depoluarea solurilor contaminate cu produse petroliere: metode fizice şi chimice; - Analiză comparativă a metodelor şi instalaţiilor de depoluare în vederea încadrării în limitele legale prescrise a

factorilor de mediu apă-sol, specifici industriei petroliere. Poluarea solului şi a apei cu produse petroliere face parte dintre cele mai evidente probleme de mediu cu

care se confruntă România în ultimii ani, având în vedere ritmul tot mai accelerat şi intensiv de folosire a produselor petroliere. Asigurarea protecţiei calităţii solurilor şi a apelor, ca mijloc de creştere a resurselor de sol, cât şi pentru protecţia mediului înconjurător, prevede utilizarea unor procedee şi tehnologii de depoluare menite să neutralizeze sau să blocheze fluxul de poluanţi şi care să asigure eficienţa dorită şi aplicarea legislaţiei privind protecţia calităţii solului şi a apei.

Metodele convenţionale de depoluare a solurilor contaminate cu produse petroliere se aplică la scară internaţională, însă majoritatea acestora prezintă următoarele inconveniente: generarea unor efluenţi lichizi sau

105

gazoşi ce necesită o tratare/depozitare suplimentară, perioade mari de operare, dificultăţi de monitorizare şi control, costuri ridicate de capital şi operare. Dezavantajele menţionate, corespunzătoare tehnologiilor respective, conduc la limitarea sau chiar imposibilitatea aplicării acestor tehnici de depoluare la nivel naţional, în condiţiile economice actuale ale României.

Din studiul documentar realizat a rezultat că pe plan mondial se remarcă o tendinţă de dezvoltare a unor metode simple, rapide, ieftine şi eficiente, care să asigure prin aplicarea lor in-situ blocarea migrării poluanţilor din zona deversării de produs petrolier în subteran sau alte zone învecinate, distrugerea poluanţilor şi refacerea cadrului natural.

Principalele cauze şi forme ale poluării solului şi apelor cu produse petroliere în zonele de extracţie şi prelucrare a ţiţeiului sunt accidentele tehnologice (spargeri de conducte, explozii) care au drept urmare poluarea solurilor cu ţiţei, reziduuri petroliere de diferite provenienţe şi apă sărată, folosită în procesul tehnologic al extracţiei. Astfel, mari cantităţi de produse petroliere ajung în sol, migrează şi se infiltrează în pânza freatică. Răspândirea poluanţilor în sol şi apă depinde, pe de o parte, de proprietăţile lor fizico-chimice, iar pe de altă parte, de parametrii şi de caracteristicile solului şi apei în care se infiltrează poluanţii.

Din studiile întreprinse a rezultat că metodele de depoluare sunt de o diversitate deosebită. Acestea cuprind întreaga gamă de tehnici menite să neutralizeze sau să blocheze fluxul de poluanţi şi să asigure aplicarea legislaţiei privind protecţia calităţii solului şi a apei.

Alegerea tehnologiei de depoluare trebuie să tina cont de tipul poluării şi al poluanţilor (de comportamentul, caracteristicile, de concentraţia acestora în sol şi în apa subterană); de suprafaţa sitului poluat, configuraţia, căile de acces; de tipul şi caracteristicile apei subterane, solului, şi subsolului (textura, structura, porozitatea, permeabilitatea şi capacitatea de reţinere etc.);

De asemenea a rezultat că depoluarea apei şi / sau a solului se realizează prin procese complexe care presupun operaţii succesive bazate pe procese chimice, fizice, microbiologe, iar pentru asigurarea unei depoluari eficiente, este necesara cumularea factorilor tehnici, economici şi psihosociali.

În concluzie, se poate aprecia că depoluarea solurilor şi a apelor subterane este o operaţie complexă, întrucât fiecare sit are specificul său. Fiecare sit reprezintă o combinaţie unică de:

- caracteristici de mediu: hidrologie, geologie, topografie etc; - poluanţi (natură, concentraţie, cantitate, comportamente fizico-chimice, toxicitate etc.); - utilizări (captaje, utilizare sensibilă etc.).

Pentru a răspunde exigenţelor de timp, eficacitate şi spaţiu, adesea, tratarea implementată reprezintă o combinaţie de tehnici diferite.

Prin conţinutul lucrării se poate aprecia că obiectivele acestei etape au fost îndeplinite. Având în vedere aceste date, se consideră oportun elaborarea unui studiu privind metodele biologice şi

termice de depoluare a factorului de mediu sol aplicabile în industria petroliera şi procedee de tratare a efluenţilor gazoşi. Faza 3: Experimentări de laborator privind sinteza de nanoparticule oxidice superparamagnetice pentru aplicaţii în ferofluide magnetice pe bază de uleiuri vegetale. Obiectiv 1: Experimentări de laborator privind sinteza de nanoparticule oxidice superparamagnetice (Fe3O4 si/Fe2O3) prin metode chimice în soluţie - Caracterizarea structurală prin determinari XRD, FTIR şi morfologică (SEM) a nanoparticulelor obţinute, - Caracterizarea magnetică prin metoda magnetometriei cu probă vibrantă (VSM); Responsabil : Malaeru Teodora Faza 4: Experimentări de laborator realizare nanofluid magnetic pe bază de ulei vegetal Obiectiv 1: Experimentări de laborator realizare nanofluid magnetic pe bază de ulei vegetal. -Stabilizarea sterică a nanoparticulelor magnetice superparamagnetice de Fe3O4 cu diferiţi agenţi de suprafaţă . -Caracterizare structurală (FTIR); -Determinarea diametrului hidrodinamic al particulelor şi distribuţia granulometrică prin metoda DLS ; -Realizare suspensii stabile prin dispersia nanoparticulelor Fe3O4 stabilizate în lichid purtator de tip ulei vegetal. -Determinarea stabilităţi coloidale (potential zeta: -25... -50 mV); -Caracterizarea magnetică a nanofluidului magnetic prin metoda VSM ( Ms> 10emu/g).

106

2.2. Proiecte contractate:

Valoare (mii lei)

Nr. personal CD Cod

obiectiv Nr. proiecte contractate

Nr. proiecte finalizate

Total 2014 Total Studii

superioare 01 3 3 31.837.799 4.303.964 74 40 02 1 1 15.798.406 4.051.838 62 39 03 2 2 6.861.135 1.570.000 36 27

Total: 6 6 54.497.340 9.925.802 172 106

2.3.Situatia centralizata a cheltuielilor privind programul nucleu : Cheltuieli –lei-

I. Cheltuieli directe Estimate Efectuate 1. Cheltuieli de personal, din care 5385715 5385715 1.1. Cheltuieli cu salariile 4241586 4241586 1.2. Alte cheltuieli de personal, din care: a) deplasări în ţară 0 0 b) deplasări în străinătate 2. Cheltuieli materiale şi servicii, din care: 231515 168783 2.1. Materii prime şi materiale 231515 124389 2.2. Mucrări şi servicii executate de terţi 44394 II. Cheltuieli Indirecte: Regia 4308572 4371304 III. Dotări independete şi studii pentru obiective de investiţii proprii, din care:

0 0

1. Echipamente pentru cercetare-dezvoltare 2. Mobilier şi aparatură birotică 3. Calculatoare şi echipamente periferice

TOTAL ( I+II+III) 992525802 9925802

3. Analiza stadiului de atingere a obiectivelor programului In cadrul lucrarii PN09350101

Activitătile desfăsurate au condus la îndeplinirea obiectivelor propuse. Astfel reproiectarea, redimensionarea si optimizarea microrotii reactive inertiale cu actionare prin comutatie statica a constat in:

-Optimizarea momentul de inertie 0,0136 [kg .m2]− 0,046 [kg .m2] , valoarea minima corespunzind unui diametru interior de 20mm si exterior de 30mm, si implicit a momentul cinetic initial 3,14[ kg . m2 . s−1 ]− 18 ,34 [ kg. m2 . s− 1 ] , domenii pentru care au fost recalculate si solicitarile micromecanice

cit si pierderile aerodinamice care au fost micsorate fata de valorile initiale. - Optimizarea infasurarii micromotorului cu comutatie statica ,prin micsorarea densitatii de curent de la la

7[ A

mm2] la 4[ A

mm2] , ceea ce a dus la o micsorare a supraincalzirii de la 300 C la 110C .

Au fost stabilite formulele de calcul pentru parametrii electromagnetici ai unui generator tip harvesting – amortizor electromagnetic şi s-a stabilit un model matematic pentru simularea funcționării acestuia. S-a proiectat un model funcţional de generator electromagnetic liniar de tip harvesting cu parametrii electrici: putere maximă generată 20W, tensiunea maximă 40V, frecvenţa 1-100Hz, cu aplicatie in domeniul auto (amortizor electromagnetic). S-a realizat un model funcţional de generator electromagnetic liniar de tip harvesting.

S-a implementat un sistem complex de caracterizare a transformatoarelor cu miez de ferită, la frecvenţe relativ înalte (100kHz). In scopul determinărilor parametrilor electrici s-au realizat investigarea unor elemente rezistive a căror inductivitate (reactanţă inductivă) să fie cât mai redusă în vederea evitării introducerii unui defazaj suplimentar tensiune –curent care ar afecta măsurătorile; măsurarea elementelor de circuit corespunzătoare schemei echivalente a transformatorului; măsurarea transferului de putere în gol, fără miez; măsurarea pierderilor în gol (cu miez) pentru

107

ambele sensuri de alimentare; măsurarea pierderilor în scurtcircuit (primar alimentat); măsurarea randamentului celor două transformatoare definit ca raport al puterilor active din secundar respectiv primar şi a eficienţei definite ca Psec/Sprim, la 100kHz; măsurarea coeficientului de cuplaj.

De asemenea, pornindu-se de la schema echivalentă s-a trasat caracteristica în frecvenţă a circuitului echivalent, urmărindu-se aparţia rezonanţei şi de asemenea s-a trasat variaţia coeficientului de cuplaj în vecinătatea frecvenţei de funcţionare (20kHz- 400kHz). S-a proiectat un transformator de dimensiuni mici, in executie bazata pe tehnologie planara, utilizind materiale si procese inovatoare, cu urmatoarele date tehnice: puterea aparenta: S =250 VA, tensiunea sinusoidala din primar UP=100 V, tensiunea sinusoidala din secundar, US=24 V, frecventa tensiunii sinusoidale f= 100 kHz +/- 10%. Ciruitul magnetic este realizat din doua miezuri de ferita, tip E 38/8/25, cu o specificatie de material magnetic 3C90 din catalogul de ferite al furnizorului Ferroxcube, dispuse fata in fata pentru a reliza o inaltime a ferestrei de 8.9 mm si avind o arie efectiva a coloanei centrale de Ae=194 mm2. Numarul de spire din infasurarea primara este de N1=12 spire, dispuse pe un PCB dublu placat cu grosimea stratului izolant de 0.5 mm si a stratului de Cu de g=105 μm. Rezulta pentru o densitate de current de 5 A/mm2 si o latime a spirei calculata in primar de Wtp=0,58 mm, un numar de NS1=5 straturi. Numarul de spire din infasurarea secundra este de N2=3 spire, dispuse de asemenea pe un PCB dublu placat cu grosimea stratului izolant de 0.5 mm si a stratului de Cu de g=105 μm. Rezulta pentru o densitate de current de 5 A/mm2 si o latime a spirei calculata in secundar de Wts=3.23 mm, un numar de NS1=3 straturi. Pentru realizarea ambelor infasurari, s-a tinut cont de normele de siguranta in practica industriala, unde sunt precizate valori minime pentru distanta intre spire, de s = 0.3 mm respectiv pentru distanta intre spirele extreme si miez, de s1 = 0.5 mm. Deoarece adincimea de patrundere a cimpului electromagnetic, pentru Cu, la temperature de 100 ºC si frecventa de 100 kHz, este de 240 μm, si grosimea stratului de Cu este de g=105 μm rezulta ca efectul pelicular nu trebuie luat in calcul. Pierderile prin histerezis magnetic, pentru tipul de ferita aleasa, (material 3C90), indicate in fila de catalog al furnizorului Ferroxcube, in conditiile T=100 ºC, f=100 kHz, B=100 mT sunt de 1.25 W. Pierderile calculate prin histerezis magnetic sunt PV=0.816 W‹ 1.25 W. Capacitatea infasurarii din primar este de 1.248 nF, respectiv capacitatea infasurarii din secundar 0.312 nF. Capacitatea intre infasurari este mult mai mica decit Cp respectiv Cs. Se poate considera o capacitate echivalenta aproximativa: Ce=0.2496 nF. S-a elaborat documentatia de executie a prototipului conform ans.general cod TP-P-00, care are urmatoarele componente: circuit magnetic, infasurarile primare si secundare, izolatiile de strat si miez, placile de borne, elementele de strangere si fixare. Prin executia transformatorului cu tehnologia planara si utilizand materiale (ferite, PCB) si procese (tehnologie LIGA) inovatoare, exista posibilitatea reducerii gabaritului si masei, realizarea un transformator de 10 ori mai mic,decat cel clasic, privind volumul si greutatea.

În ceea ce priveşte realizarea nanocompozitului flexibil, a fost experimentată realizarea unui material nanocompozit flexibil (MNF) cu proprietăţi piezoelectrice pentru aplicaţii de tip energy harvesting. Materialul nanocompozit flexibil a fost realizat prin dispersia nanoparticulelor piezoelectrice de tip titanat de bariu (BT) sau titanat zirconat de plumb modificat (PZT), prin tehnica ultrasonării şi agitării magnetice într-o matrice de elastomer tip cauciuc siliconic cu întărire la temperatura camerei cu catalizator. În acest scop s-au realizat: sinteza nanoparticulelor de titanat de bariu (BT) prin metoda coprecipitării, ruta oxalat și sinteza nanoparticulelor de titanat zirconat de plumb modificat (PZT) prin reacţii în stare solidă şi măcinare avansată pe moara atrittor.

Nanoparticulele de titanat de bariu (BT) şi titanat zirconat de plumb modificat (PZT) au fost caracterizate din punct de vedere structural prin difractie de raze X (XRD) şi morfologic prin microscopie electronică cu baleiaj (SEM).

Nanoparticulele de titanat de bariu (BT), au structură tip perovskit, cristalizat tetragonal; nanoparticulele de titanat zirconat de plumb modificat (PZT) au structuă perovskit, cristalizat tetragonal; pentru nanoparticulele de titanat de bariu (BT), dimensiunea medie a particulelor a fost <450nm, iar pentru nanoparticulele de titanat-zirconat de plumb modificat (PZT), dimensiunea medie a particulelor a fost <620nm.

S-au experimentat 12 variante compoziţionale de nanocompozite flexibile, variind următoarele condiţii: - procentul masic elastomer- pulbere ceramică între 20 – 80%, tipul de nanoparticule piezoelectrice titanat de bariu (BT) sau titanat zirconat de plumb modificat (PZT) și cu sau fără adaos de particule conductive de tip nanotuburi de carbon (NTC).

Compoziţiile experimentale de nanocompozit flexibil au fost analizate din punct de vedere al dispersabilităţii prin microscopie electronică (SEM) evidenţiind următoarele aspecte:cea mai bună dispersie s-a obţinut pentru compoziţia CS(50%): nanoparticule ceramice (50%), atât nanoparticulele de titanat de bariu (BT) cât şi cele de titanat zirconat de plumb modificat (PZT), au fost omogenizate uniform în matricea polimerică; dispersabilitatea nanoparticulelor, atât cele de titanat zirconat de plumb modificat cât şi cele de titanat de bariu (BT) a fost îmbunătăţită de adaosul de nanotuburi de carbon, creşterea procentului de BT sau PZT la 80% duce la aglomerări de particule în matricea polimerică, aglomerări mai accentuate în cazul nanoparticulelor de PZT.

S-a realizat caracterizarea dielectrică a nanocompozitelor flexibile în domeniul 0,4Hz-500KHz. Probele compozit analizate au prezentat valori ale permitivităţii dielectrice relative mai mari decât valoarea permitivităţii

108

relative a cauciucului siliconic (r=2,3). Toate valorile obţinute pe probele compozit se încadrează în valoarea impusă de max 10. Pentru toate probele compozit, valorile măsurate pentru tangenta unghiului de pierderi dielectrice (tg ) se încadrează în valoarea impusă de max. 9 x10-2. S-a ridicat curba de histerezis electric pe toate probele compozit. Toate probele au demonstrat feroelectricitate. S-a realizat caracterizarea piezoelectrică a probelor compozit flexibile obţinute, prin ridicarea curbei de impedanţă în funcţie de frecvenţă în domeniul 0.4Hz-500kHz. Din frecvenţa de rezonanţă şi frecvenţa de antirezonanţă s-a calculat coeficientul de cuplaj electromecanic Kp. Valoarea obţinută pentru toate probele a fost mai mică de 0,45 (valoare impusă).

Inființarea centrului de excelenta in cadrul INCDIE CA reprezinta fara indoiala o premiera in Romania, in momentul in care aceste preocupari nu au debutat decit cu putin timp in urma. Scopul acestor demersuri:

- Oprirea migrarii tinerilor in alte tari .desigur mai civilizate. - Directionarea elitelor din invatamintul mediu catre un domeniu de avangarda cum este cel al cercetarii stiintifice.

Au foat atinse obiectivele: Realizarea unei analize asupra unor demersuri privind crearea unor astfel de centre, Structura unui curs de initiere în cercetarea științifică, Studiu privind constituirea temelor, atelierelor pe topici de cercetare și a echipelor, Regulamentele necesare de funcționare.

Au fost finalizate obiectivele: Modele experimentale de microgeneratoare cu conversie eoliana bazate pe efect piezoelectric si electrostrictiv

care s-au incadrat in caracteristicile impuse prin proiect: Tensiuni < 1,5 V, Puteri < 10mW. Modele experimentale de microgeneratoare cu conversie hidrodinamica bazate pe efect piezoelectric si

electrostrictiv care s-au incadrat in caracteristicile impuse prin proiect: Tensiuni < 0,5 V, Puteri < 5 mW. Stand pentru incercari eoliene și stand de incercari hidrodinamice; pentru valuri si un dispozitiv pentru

experimentarea regimului de picaturi. Experimentele s-au concentrat pe câte un singur tip de microgenerator, din acest punct de vedere puterille fiind foarte mici: între 0,002 și 0,5 mW. In aplicații însă se utilizeaza surse matriciale de 10 - 20 de microgeneratoare care împreună pot ajunge la valori intre 0,04 și 10 mW. Astfel se depășesc valorile impuse prin proiect, de 10 mW pentru microgeneratoare cu material piezoceramic, și 5mW, în cazul materialelor elastomerice. In cadrul lucrarii PN09350102 Realizare de electromagneti superferici dipolari, magneti si electromagneti si surse pentru acceleratoare de particule FAIR”, au fost executate patru faze: Pentru faza I/2014 „Sistem criogenic de racire a bobinelor supraconductoare HTS” au fost indeplinite urmatoarele obiective: Executie sistem criogenic de racire a bobinelor HTS Pentru faza II/2014 „Elaborare desene de executie bobine supraconductoare multipolare cu geometrie cilindrica si elaborare desene de executie a dispozitivelor de asamblare a acestora, pentru acceleratoare de particule” au fost indeplinite urmatoarele obiective: Elaborare desene de executie bobine supraconductoare multipolare cu geometrie cilindrica. Elaborare desene de executie pentru dispozitive de montaj a bobinelor supraconductoare. Pentru faza III/2014 „Executie dispozitive de realizare bobine supraconductoare cu geometrie cilindrica” au fost indeplinite urmatoarele obiective: Executie dispozitiv de realizare bobine supraconductoare multipolare NbTi, in geometrie plana Executie dispozitiv de asamblare in geometrie cilindrica a bobinelor supraconductoare multipolare NbTi Pentru faza IV/2014 „Executie bobine supraconductoare dipolare si sextupolare in forma planara. Asamblarea acestora in forma cilindrica” au fost indeplinite urmatoarele obiective: Executie bobine supraconductoare dipolare si sextupolare in forma planara. Asamblarea acestora in forma cilindrica In cadrul lucrarii PN09350103: Faza 1 - Magneţi permanenţi cu conţinut redus de pământuri rare; Obţinerea şi caracterizarea nanofirelor compozite ZnO/CNT/PAN realizate prin electrospinare; Materiale hibride Oţel/Carbon pentru aplicaţii de temperatură ridicată O1. Realizare de structuri micronice/nanometrice pentru realizare de model experimental de magneţi permanenţi

109

Au fost realizate baghete precursoare de aliaj cu conţinut redus de pământuri rare, de tip Nd-Fe-B din care s-au obtinut microfire prin metoda Ulitovsky Taylor care au fost caracterizate din punct de vedere al structurii cristaline si al fazelor prezente prin difracţie de raze X, spectrele obţinute fiind prezentate în figurile 1-3.

Fig. 1. Spectru de difracţie de raze X a baghetei de

tragere a microfirului Fig. 2. Spectru de difracţie de raze X a microfirului pe

bază de Nd-Fe-B

Fig. 3. Spectre de difracţie de raze X pentru diferite variante tehnologice

În vederea stabilirii modului de preparare a probelor de microfire pentru investigaţiile prin difracţie de raze X,

s-au realizat câteva testări preliminare pe aliajul care s-a comportat cel mai bine la tragerea sub formă de microfire izolate în sticlă: Fe77B13Si10.

Inte

nsita

te (

u.a)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2 10 20 30 40 50

Fe3Si - cubic

(220

)

(422

)

Inte

nsi

tate

(u.

a)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2 10 20 30 40 50

Fe3Si - cubic

(220

)

(422

)

Fig. 4. Spectrul de difracţie al microfirelor de aliaj

Fe-Si-B Fig. 5. Spectre de difracţie realizate în cazul

microfirelor pe baza de aliaj Fe-Si-B. Microfirele realizate, atât cele cu conţinut redus de pământuri rare, cât şi cele fără pământuri rare, pe

bază de aliaj Fe-Si-B, au fost analizate şi din punct de vedere magnetic. Astfel s-au trasat curbele de histerezis folosind un magnetometru cu probă vibrantă VSM.

-10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30-10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

p4-1 0grd p4-2 0grd p4-3 0grd

(em

u/g)

H(Oe)

-10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-30

-20

-10

0

10

20

30

-30

-20

-10

0

10

20

30

p4-1 90grd p4-2 90grd p4-3 90grd

(em

u/g

)

H(Oe)

Fig. 6. Curbele de histerezis ale variantelor tehnologice de microfire realizate

110

-10000-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-10000-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30 FeSi

(em

u/g

)

H(Oe)

-10000-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-10000-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

-30

-20

-10

0

10

20

-30

-20

-10

0

10

20

FeNiCoSiCu

(em

u/g

)

H(Oe)

Fig. 7. Curba de histerezis trasată pentru microfirele de

aliaj Fe-Si Fig. 8. Curba de histerezis trasată pentru microfirele de

aliaj Fe-Ni-Co-Si-Cu O2. Studiu experimental preliminar pentru obţinerea pulberilor nanostructurate de oxid de zinc şi a soluţiilor de PAN pretabile pentru electrofilare

Au fost obţinute prin precipitarea clorurii de zinc in mediu bazic 3 tipuri de pulberi de ZnO nanostructurat sintetizate la 3 temperaturi de lucru ( 80, 85, 90 oC). Pulberile obtinute au fost caracterizate structural şi morfologic după cum urmează: În difractogramele rezultate în urma analizei de difracţie de raze X (fig. 9) pentru ZnO nanostructurat Z80, Z85 şi

Z90 au fost observate peak-uri la unghiurile 2θ: 31.97o, 34.31o, 36.15o, 47.52o, 56.93o, 62.95o, 66.32o, 67.80o şi 69.13o, care sunt asociate cu planurile (100), (102), (101), (102), (110), (103), (200), (112) şi (201) conform cu literatura de specialitate. Prezenţa peak-urilor indică un ZnO cu o structură policristalină de tip wurtzit. De asemenea, nu au fost detectate alte peak-uri caracteristice pentru precursorii ZnO sau alte impurităţi, ceea ce confirmă faptul că ZnO este de o calitate superioară.

050

010

00

1500

CP

S

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

2Theta (Coupled TwoTheta/Theta) WL=1.54060 Fig. 9. Spectrul de difracţie de raze X pentru ZnO nanostructurat

În figurile 10 (a,b,c) sunt prezentate micrografiile SEM pentru ZnO nanostructurat Z80, Z85 şi Z90. Din

imaginile obţinute se poate observa că ZnO Z80 (fig. 10a) are o formă ovală alungită, cu dimensiunea particulelor cuprinsă între 25 şi 150 nm. Pentru proba Z85 (fig. 10b), particulele prezintă o formă aciculară cu capetele rotunjite, cu lungimi cuprinse între 60-200 nm şi lăţimi de 35-100 nm. În cazul probei Z90 (fig. 10c) avem o pulbere cu particule cu geometrie aproape sferică şi dimensiuni cuprinse între 130-435 nm.

a b c Fig. 10. Micrografii SEM ale ZnO nanostructurat Z80 (a), Z85 (b) şi Z90 (c)

111

Au fost obţinute 2 solutii (5, 10 % masa) de polimer utilizând fibre poliacrilonitril (PAN) dizolvate în dimetilformamidă (DMF) şi suspensii ZnO/PAN prin adăugarea ZnO nanostructurat (Z80). - în urma analizei prin spectroscopie FTIR a soluţiilor de PAN cu concentraţii de 5 şi 10%, a fost

identificat peak-ul de absorbţie caracteristic legăturii C≡N la λ= 2243cm-1 şi prezenţa peak-urilor de absorbţie la λ=1730 şi λ=1170 cm-1 confirmă existenţa unor grupări C=O şi C-O provenite, probabil, de la prezenţa unor comonomeri;

a

-0.1

2.3

1

2

4000 700100020003000

Abs

Wavenumber [cm-1] b

-0.1

1.7

0

0.5

1

1.5

4000 700100020003000

Abs

Wavenumber [cm-1]

Fig. 11. Spectrul ATR/FTIR al amestecului 5% PAN/DMF

Fig. 12. Spectrul ATR/FTIR al amestecului 10% PAN/DMF

- vâscozitatea soluţiilor simple de PAN creşte odată cu creşterea concentraţiei de PAN şi cu adăugarea

ZnO nanostructurat; conductivitatea electrică are valori destul de mici, din această cauză în etapa următoare se vor realiza încercări experimentale pentru creşterea conductivităţii electrice prin adăugarea de săruri în soluţia de polimer.

O3. Realizare şi caracterizare modele experimentale planare de materiale hibride Oţel/Carbon pentru aplicaţii de temperatură ridicată (maxim 1000°C) Au fost realizate 4 ME de materiale hibride planare Otel/carbon realizate prin depunerea cu arc termoionic in vid a materialului carbonic pe substrat de otel. În figura 13 sunt prezentate spectrele Raman pentru probele ME1-ME4.

Fig. 13. Spectroscopie Raman pentru probele ME1-ME4

Se remarcă apariţia benzilor carbonului (banda D şi banda G) care sunt luate în considerare la

caracterizarea depunerilor din punct de vedere al legăturilor sp2 - sp3 conform teoriei lui Ferrari şi Robertson. Spectrele Raman pentru depunerile DLC, respectiv codepunerile DLC + Cr pe suport oţel inox 310S au alura unui material carbonic cu hibridizare sp2 foarte dezordonat, cu intensitate mică, respectiv banda D se suprapune parţial cu banda G.

112

Din spectrele Raman nu se poate spune cert dacă există atomi sau grupări cu hibridizare sp3 specifică diamantului. Banda specifică diamantului, respectiv carbonului cu hibridizare sp3, care în mod uzual apare la 1330 cm-1, nu apare în mod explicit pe spectrele prezentate, ele pot fi uşor mascate, incorporate în banda D-banda specifică carbonului cu hibridizare sp2. Pentru determinarea clară a acestei probleme sunt necesare măsurători suplimentare prin metoda XSP.

Din punct de vedere al tipului de material pentru suport, s-a constatat că stratul DLC depus pe suport de oţel OLC 45 prezintă un grad de dezordine mai mic decât stratul DLC depus pe suport din oţel inoxidabil 310S şi o aderenţă mai mare la suport. Codepunerea C+Cr duce la obţinerea unor straturi DLC cu structură grafitică inferioară - dezordonată celei obţinute fără codepunere. Tabelul 1. Parametrii de rugozitate (Ra, Rz, Rp, Rzmax şi Rt) ai suprafeţei ME de acoperiri de carbon/oţel.

Proba Ra [µm]

Rz [µm]

Rp [µm]

Rzmax [µm]

Rt [µm]

ME1 (DLC/OLC45) 0,10-0,12 0,8-1,4 0,4-0,5 1,1-3,3 1,1-3,3 ME2 (DLC/oţel 310S) 0,14-0,18 1,1-1,3 0,5-0,6 1,3-1,6 1,5-1,9 ME3 (DLC/Ni/oţel 310S) 0,30-0,60 2,0-3,7 0,9-1,2 2,3-4,1 2,5-4,3 ME4 (DLC+Cr/Cr/OLC45) 0,20-0,24 1,3-1,5 0,6-0,8 1,6-2,4 2,0-2,8

Tabelul 1 prezintă valorile parametrilor de rugozitate (Ra, Rz, Rp, Rzmax şi Rt) ai suprafeţei probelor de ME de acoperiri de carbon/oţel determinate cu ajutorul profilometru Surtonic S25 pentru o lungime de evaluare a probei de 4 mm, Cut-off de 0,8 mm şi filtru Gaussian digital. Depunerile DLC se încadrează în clase de calitate a suprafeţelor corespunzătoare prelucrării suprafeţelor prin lustruire şi superfinisare după cum urmează: clasa 10-11 (Ra 0,1-0,2 µm) pentru ME1, clasa 10 (Ra 0,2 µm) pentru ME2, clasa 8 (Ra 0,8 µm) pentru ME3 şi clasa 9 (Ra 0,3 µm) pentru ME4. Rezultatele testelor tribologice pentru ME investigate/elaborate în cadrul acestui studiu sunt prezentate în Tabelele 2-3 şi Figura 14-15.

Tabelul 2. Valorile coeficientului de frecare, ariei urmei de uzură şi a vitezei de uzură pentru probele testate tribologic(Fn = 5 N, Vl = 3,5 cm/s, bila de oţel 100Cr6 de diametru 6 mm)

Coeficientul de frecare Proba

Gros. strat [m]

L, [m]

R [mm]

minim, µmin.

maxim,µmax.

mediu,µmed.

deviaţia standard

Aria urmei de uzură,

[µm2]

Viteza de uzură*

[mm3/Nm]

Probe ME de materiale hibride oţel/carbon testate în mediu uscat ME1 (DLC/OLC45)

0,2 140 5 0,116 0,180 0,167 0,016 173,5 7,79x10-6

ME2 (DLC/oţel 310S)

0,2 140 5 0,124 0,701 0,547 0,202 22673,76 102x10-5

ME3 (DLC/Ni/ oţel 310S)

1,2 140 5 0,354 0,879 0,705 0,147 8517,30 38,3x10-5

ME4 (DLC+Cr/ Cr/OLC45)

1,2 140 5 0,242 0,611 0,374 0,108 471,3 2,1x10-5

unde: L = distanţa de alunecare; R = raza de alunecare Obs: *se considera viteza de uzură < 10-5 mm3/Nm, deoarece urma de uzură nu este vizibila cu ochiul liber şi aria urmei de uzură nu s-a putut determina cu profilometrul

113

Tabelul 3. Valorile coeficientului de frecare, ariei urmei de uzură şi a vitezei de uzură pentru probele testate tribologic (Fn =0,25 N, Vl = 3,5 cm/s, bila de safir de diametru 6 mm)

Coeficientul de frecare

Proba Gros. strat [m]

L, [m]

R [mm]

minim, µmin.

maxim, µmax.

mediu, µmed.

deviaţia standard

Aria urmei de

uzură, [µm2]

Viteza de uzură*

[mm3/Nm]

Probe ME de materiale hibride oţel/carbon testate în mediu uscat 0,2 10 8 0,137 0,148 0,144 0,003 23,287 46,4 x10-5 ME1 (DLC/

OLC45) 0,2 140 10 0,158 0,201 0,190 0,010 33,789 6,06x10-5 ME2 (DLC/ oţel 310S)

0,2 10 8 0,247 0,266 0,262 0,004 2434,029 48,5 x10-3

ME3 (DLC/Ni/ oţel 310S)

1,2 10 8 0,283 0,298 0,288 0,004 2949,417 58,7 x10-3

ME4 (DLC+Cr/ Cr/OLC45)

1,2 10 8 0,313 0,517 0,424 0,065 155,486 30,9 x10-4

unde: L = distanţa de alunecare; R = raza de alunecare

Modelele experimentale de acoperiri de carbon depuse pe oţel au prezentat grosimi de strat diferite (0,2 m grosime strat DLC pentru probele ME1, ME2 şi 1,2 m grosime strat DLC+Cr pentru probele ME3, ME4).

Atât coeficientul de frecare, cât şi viteza de uzură pentru probele ME1 – ME4 au fost influenţate de tipul substratului de oţel, grosimea stratului, tipul de material depus, precum şi de condiţiile de testare tribologică.

a) b)

c) d) Fig. 14. Variaţia coeficientului de frecare, funcţie de distanţa de alunecare (10 m) pentru probele de acoperiri de

carbon/oţel a) ME1, b) ME2, b) ME3, b) ME4 (Fn = 0,25 N, Vl = 3,5 cm/s, R = 8 mm, bilă de safir 6 mm)

a) b)

114

c) d) Fig. 15. Profilul urmei de uzură, funcţie de lungimea de evaluare (4 mm) pentru probele de acoperiri de carbon/oţel

a) ME1, b) ME2, c) ME3, d) ME4 (Fn = 0,25 N, Vl = 3,5 cm/s, R = 8 mm, bila de safir 6 mm) În condiţii de testare cu sarcină normală mare (Fn de 5 N) şi distanţa de alunecare mare (140 m), valorile coeficientului mediu de frecare au crescut în seria: ME1 (mediu = 0,167 ± 0,016), ME4 (mediu = 0,374 ± 0,108), ME2 (mediu = 0,547 ± 0,202) şi ME3 (mediu = 0,705 ± 0,147). Viteza de uzură a crescut în seria: ME1 (vuzură = 7,79x10-6 mm3/Nm), ME4 (vuzură = 2,1x10-5 mm3/Nm), ME3 (vuzură = 38,3x10-5 mm3/Nm) şi ME2 (vuzură = 102x10-5 mm3/Nm). În condiţii de testare cu sarcină normală mică (Fn de 0,25 N) şi distanţa de alunecare mică (10 m), valorile coeficientului mediu de frecare au crescut în seria: ME1 (mediu = 0,144 - 0,190 ± 0,01), ME2 (mediu = 0,262 ± 0,004), ME3 (mediu = 0,288 ± 0,004) şi ME4 (mediu = 0,424 ± 0,065). Viteza de uzură a crescut în seria: ME1 (vuzură = 6,06 – 46,4 x10-5 mm3/Nm), ME4 (vuzură = 30,9x10-4 mm3/Nm), ME2 (vuzură = 48,5x10-3 mm3/Nm) şi ME3 (vuzură = 58,7x10-3 mm3/Nm). Faza 2 - Obţinerea şi caracterizarea nanofibrelor compozite PAN/CNT realizate prin electrofilare O1. Obţinere de soluţii polimerice PAN şi PAN/CNT. Încercări preliminare de obţinere fibre polimerice compozite PAN/CNT prin electrofilare S-au obţinut soluţii polimerice de poliacrilonitril în dimetilformamidă (PAN/DMF) de concentraţii 3%, 5%, 7% şi 10% PAN. În continuare au fost obţinute suspensii de PAN cu concentraţii de CNT de 0,5 şi 1%. Pentru obţinerea unei dispersii cât mai bune a CNT în soluţia polimerică de PAN s-a utilizat polivinilpirolidonă (PVP) cu rol de dispersant. Au fost obţinute 4 soluţii polimerice de PAN şi 12 suspensii de PAN/CNT, dintre care 4 au fost obţinute prin utilizarea dispersantului PVP. Soluţiile de PAN şi suspensiile PAN/CNT au fost caracterizate din punct de vedere structural prin spectroscopie în IR (FTIR), din punct de vedere electric, prin măsurarea conductivităţii electrice şi din punct de vedere reologic, prin determinarea vâscozităţii. La caracterizarea structurală a soluţiilor PAN, suspensiilor PAN/CNT şi PAN/CNT/dispersant, s-au constat următoarele:

creşterea concentraţiei de PAN conduce la creşterea intensităţii benzilor corespunzătoare O-H (~ 3540 cm-1), C=O (~1727 cm-1), C-H a PAN (1456 cm-1), vibraţie de întindere simetrice a grupărilor CH3 (2925 cm-1), C-H (2857), vibraţiei de întindere C-N (1507 cm-1), vibraţiilor de îndoire a N-C-H (1383 cm-1) şi vibraţiilor de întindere simetrice C-N (868 cm-1).

Modificarea soluţiilor de PAN/DMF cu nanotuburi de carbon la o concentraţie de 0,5% a condus la modificarea spectrele ATR/FTIR prin scăderea benzilor de la 2858 şi 2925 cm-1, de la 1725cm-1 cu creşterea concentraţie de PAN din soluţie, precum şi la creşterea intensităţii de la 2993 cm-1 şi formarea unor picuri bine rezolvate pentru 7 şi 10% PAN/DMF;

Creşterea concentraţiei de CNT la 1% nu a produs modificări semnificative în spectrele ATR/FTIR, fiind observată o uşoară scădere a absorbţiei carbonilului.

Utilizarea de CNT dispersate în polivinilpirolidonă a condus doar la dispariţia picurilor de la 2993 cm-1 din spectrele soluţiilor de 7 şi 10% PAN/DMF şi o uşoară scădere a absorbţiei carbonilului comparativ cu soluţiile modificate cu CNT fără agent de dispersie.

La caracterizarea din punct de vedere electric a soluţii PAN şi suspensiilor PAN/CNT şi PAN/CNT/dispersant s-a constat:

valorile conductivităţii electrice a suspensiilor CNT/PAN sunt scăzute, în acelaşi interval de valori ca şi în cazul soluţiilor PAN de referinţă, rezistivitatea electrică a acestora încadrându-se în intervalul caracteristic pentru semiconductori (10-5÷108)[Ωm];

115

în cadrul unei serii de probe cu aceeaşi concentraţie a soluţiei PAN, creşterea conţinutului de CNT în suspensie de la 0,5 la 1% nu aduce modificări semnificative asupra valorii conductivităţii electrice;

în cazul suspensiilor ce conţin dispersant PVP, valoarea conductivităţii electrice scade faţă de suspensiile preparate fără dispersant.

Din punct de vedere reologic, comportamentul suspensiilor CNT/PAN este următorul: vâscozitatea soluţiilor PAN creşte odată cu creşterea concentraţiei de PAN; toate soluţiile PAN, suspensiile PAN/CNT şi suspensiile PAN/CNT/dispersant prezintă un

comportament de fluide non-newtoniene pseudoplatice pentru care vâscozitatea scade cu creşterea vitezei de forfecare (fig. 16-21).

0 20 40 60 80 100 120 1408

12

16

208

12

16

208

12

16

20

0 20 40 60 80 100 120 140

Viteza de forfecare, [1/s]

Vas

cozi

tate

, [m

Pa

s]

P3

P3C0,5

Profil reologic - P3, P3C0,5 si P3C1 model vascozitate - viteza de forfecare

P3C1

0 20 40 60 80 100 120 140

100

200

300

4000

100

200

300

4000

100

200

300

400

0 20 40 60 80 100 120 140



P5

Vas

cozi

tate

, [m

Pa

s]

P5C0,5

P5C1

0 20 40 60 80 100 120 140

100

200

300

400

100

200

300

400

100

200

300

400

0 20 40 60 80 100 120 140



P7

Vas

cozi

tate

, [m

Pa

s]

P7C0,5

P7C1

Fig. 16. Modificarea profilului reologic al seriei de probe P3



0 20 40 60 80 100 120 140

100

200

300

400

100

200

300

400

0 20 40 60 80 100 120 140

Profil reologic - P7C0,5P si P7C1P model vascozitate - viteza de forfecare


P7C0,5PVas

cozi

tate

, [m

Pa

s]

P7C1P

0 20 40 60 80 100 120 140400

600

800

1000

1200400

600

800

1000

1200400

600

800

1000

1200

0 20 40 60 80 100 120 140



P10

Vas

cozi

tate

, [

mP

a s]

P10C0,5

P10C1

0 20 40 60 80 100 120 140

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800400

600

800

1000

1200

1400

1600

18000 20 40 60 80 100 120 140

Profil reologic - P10C0,5P si P10C1P model vascozitate - viteza de forfecare


P10C0,5PVas

co

zita

te,

[m

Pa

s]

P10C1P

Fig. 19. Modificarea profilului reologic al seriei de probe P7P


Fig. 21. Modificarea profilului reologic al seriei de probe P10P

Au fost realizate fibre polimerice prin electrofilare cu ajutorul echipamentului NaBond, utilizând soluţiile PAN/DMF, respectiv suspensiile CNT/PAN. În timpul procesului de electrofilare au fost menţinute constante debitul de injectare a lichidului, distanţa dintre cei doi electrozi şi a fost variată tensiunea de lucru (tabelul 4).

116

Tabelul 4. Parametrii de proces la electrofilarea soluţiilor PAN (P3, P5, P7, P10)

Parametrii proces electrofilare Proba

Conc. CNT [%]

Conc PAN [%] U [V] d [m] E [V/m] Q [l/h]

EP3 0 EP3C0.5 0.5 EP3C1 1

3

15·103 16·103 17·103 18·103

8.3·104 8.9·104 9.4·104 10·104

EP5 0 EP5C0.5 0.5 EP5C1 1

5

15·103 16·103 17·103 18·103

8.3·104 8.9·104 9.4·104 10·104

EP7 0 EP7C0.5 EP7C0.5P

0.5

EP7C1 EP7C1P

1

7

15·103 16·103 17·103 18·103

8.3·104 8.9·104 9.4·104 10·104

EP10 0 EP10C0.5 EP10C0.5P

0.5

EP10C1 EP10C1P

1

10

15·103 16·103 17·103 18·103

18·10-2

8.3·104 8.9·104 9.4·104 10·104

2·10-3

În urma experimentărilor de electrofilare a soluţiilor PAN şi a suspensiilor CNT/PAN au rezultat 64

eşantioane de nano/microfibre, care au fost caracterizate din punct de vedere morfostructural prin microscopie electronică de baleiaj (SEM).

Fig. 22. Micrografie SEM proba EP10 (18 kV)

(Mărire: 1000 x (stanga), 50000 x (dreapta) Fig. 23. Micrografie SEM proba EP10C0.5 (18 kV)

(Mărire: 1000 x (stanga), 50000 x (dreapta)

Fig. 24. Micrografie SEM proba EP10C0.5P (18 kV)

(Mărire: 1000 x (stanga), 50000 x (dreapta) Fig. 25. Micrografie SEM proba EP10C1P (18 kV)

(Mărire: 1000 x (stanga) , 50000 x (dreapta) S-a realizat studiul influenţei parametrilor de proces (vâscozitatea soluţiei, debitul soluţiei

injectate, tensiunea aplicată) prin interpretarea şi corelarea rezultatelor obţinute. La electrofilarea suspensiilor de PAN, fibrele cu concentraţie 10% şi diferite concentraţii de CNT

(CNT/P10), s-au constat următoarele: Creşterea conţinutului de CNT în suspensiile preparate fără dispersant, determină scăderea diametrului

fibrelor astfel că, în cazul suspensiei cu 10% PAN şi 0.5% CNT (P10C0,5) fibrele au majoritar diametre > 100 nm, în timp ce în cazul suspensiei cu acelaşi conţinut de PAN, dar cu 1% CNT (P10C1), fibrele au majoritar diametre < 100 nm;

117

Creşterea intensităţii câmpului electric aplicat conduce la creşterea randamentului de obţinere şi a uniformităţii diametrului fibrelor.

Adăugarea dispersantului polivinilpirolidonă (PVP) determină scăderea randamentului de obţinere a fibrelor în cazul suspensiei cu concentraţie 10% PAN 0,5% CNT şi 1% PVP (P10C0,5P) faţă de suspensia fără dispersant (P10C0,5) cu obţinerea de fibre cu diametre uniforme la E= 8,9·104, respectiv

9,4·104 V/m. Peste această valoare, se obţin fibre neuniforme, în cantitate mică. În cazul suspensiei 10% PAN şi 1% CNT (P10C1P) se obţin fibre cu diametre mari, peste 100 nm.

Faza 3 - Fibre polimerice compozite ZnO/PAN; Materiale hibride Oţel/DLC O1. Încercări preliminare de obţinere fibre polimerice compozite ZnO/PAN prin electrofilare pentru absorbţie UV Au fost preparate şi caracterizate suspensii de diferite concentraţii de PAN şi ZnO, electrofilarea fibrelor PAN/ZnO şi caracterizarea acestora şi încercări de acoperire a fibrelor PAN/ZnO cu ZnO. Au fost realizate şi caracterizare 5 suspensii de diferite concentraţii de PAN (5, 7 şi 10% masic) şi ZnO (0,5 şi 1% masic). În urma caracterizarii acestor suspensii a rezultat:

- adăugarea de ZnO în soluţii PAN/DMF a condus la modificarea spectrelor ATR/FTIR în regiunea caracteristică grupărilor OH, datorată moleculelor de apă adsorbite pe suprafaţa particulelor de ZnO, observându-se şi o îngustare a acestei benzi. De asemenea, se poate observa apariţia unei benzi la aproximativ 433 cm-1 comparativ cu spectrul probelor de PAN nemodificate, datorată vibraţiei de întindere simetrică a Zn-O (fig. 26-27).

a) b) Fig. 26. Spectre ATR/FTIR înregistrate pe soluţia de 5% PAN/DMF şi pe suspensia cu ZnO (0,5 şi 1%

masice): a) domeniu spectral: 3980‐2500 cm‐1; b) domeniu spectral: 1750‐500 cm‐1

Fig. 27. Spectre ATR/FTIR înregistrate pe soluţia de 7% PAN/DMF şi pe suspensii cu ZnO (0,5 şi 1%

masic)

- din punct de vedere reologic, soluţiile de PAN în DMF prezintă comportament pseudoplastic,

vâscozitatea aparentă a suspensiilor creşte odată cu concentraţia de PAN, iar suspensiile PAN/ZnO prezintă comportament pseudoplastic, vâscozitatea aparentă a suspensiilor creşte odată cu concentraţia de ZnO (fig. 28-30).

118

0 20 40 60 80 100 120 1400

500

1000

1500

2000

2500

3000

35000

500

1000

1500

2000

2500

3000

35000 20 40 60 80 100 120 140

Vas

cozi

tate

[m

Pa

s]

Viteza de forfecare [1/s]

P5Z0,5

P5Z1

Profil reologic P5Z0,5 si P5Z1 - model vascozitate - viteza de forfecare

0 20 40 60 80 100 120 140

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

90001000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

90000 20 40 60 80 100 120 140

Profil reologic - P7Z0,5 si P7Z1model vascozitate - viteza de forfecare

Vas

co

zita

te [

mP

a s

]


P7Z0,5

P7Z1

0 2 4 6 8 10 12 14 16

20000

30000

40000

50000

10000

20000

30000

40000

50000

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Vas

cozi

tate

[mP

a s

]


P10Z0,5

Profil reologic - P10Z0,5 si P10Z1 model vascozitate - viteza de forfecare

P10Z1

Fig. 28. Profil reologic P5Z1 şi

P5Z0.5– model vâscozitate – viteza de forfecare

Fig. 29. Profil reologic P7Z0.5 şi P7Z1– model vâscozitate – viteza de

forfecare

Fig. 30. Profil reologic P10Z0.5 şi P10Z1– model vâscozitate – viteza

de forfecare Realizarea şi caracterizarea fibrelor PAN/ZnO. În urma cercetărilor experimentale a rezultat:

- Parametrii procesului de electrofilare influenţează morfologia fibrelor obţinute; - În urma analizei SEM s-a constatat că diametrul fibrelor creşte cu creşterea concentraţiei de PAN şi

ZnO (20-688 nm);

Fig. 31. Micrografie SEM proba P7Z0.5(15kV) (Mărire: 1000 x(stânga), 50000 x (dreapta))

- Pentru măsuratorile optice fibrele neţesute de PAN/ZnO au fost depuse pe un suport inelar cu

diametrul interior de 1 cm (fig. 32).

Fig. 32. Fibre polimerice neţesute de PAN/ZnO depuse pe inel de aluminiu

119

- Prin analiza spectrofotometrică în domeniul UV a fibrelor neţesute de PAN/ZnO obţinute s-a determinat o absorbţie cuprinsă între 93-99% (fig. 33-35).

200 250 300 350 400

60

80

100

60

80

100

60

80

100200 250 300 350 400

(nm)

P5-15

A(%

)

Spectre de absorbtie pentru P5-15, P7-15 si P10-15

P7-15

P10-15

200 250 300 350 400

60

80

100

60

80

100

60

80

100200 250 300 350 400

(nm)

P5Z0.5-15

A(%

)

Spetre de absorbtie - P5Z0.5-15, P7Z0.5-15 si P10Z0.5-15

P7Z0.5-15

P10Z0.5-15

200 250 300 350 400

60

80

100

60

80

10050

60

70

80

90

100200 250 300 350 400

(nm)

P5Z1-15

A(%

)

Spectre de absorbtie - P5Z1-15, P7Z1-15 si P10Z1-15

P7Z1-15

P10Z1-15

Fig. 33. Absorbţia în domeniul UV pentru P5-15, P7-15 şi P10-

15

Fig. 34. Absorbţia în domeniul UV pentru P5Z0.5-15, P7Z0.5-

15 şi P10Z0.5-15

Fig. 35. Absorbţia în domeniul UV pentru P5Z1-15, P7Z1-15 şi

P10Z1-15 În urma cercetărilor experimentale pentru acoperirea fibrelor PAN/ZnO cu ZnO, a rezultat:

- În urma analizei prin microscopie electronic de baleiaj s-a constat că fibrele polimerice au fost acoperite cu un strat discontinuu şi neomogen de ZnO;

Fig. 36. Micrografie SEM proba P10Z0.5 (15kV) (Mărire: 1000 x(stânga), 50000 x (dreapta))

- Pentru acoperirea fibrelor PAN/ZnO a fost utilizata o soluţie de 5% ZnO obţinută din nanopulbere

(dimensiunea particuleor 20-150nm - obţinută în faza anterioară) în alcool izopropilic. - Prin analiza spectrofotometrică în domeniul UV a fibrelor neţesute de PAN/ZnO obţinute s-a

determinat o absorbţie cuprinsă între 98-99% (fig. 37-39).

120

200 250 300 350 400

94

96

98

100

94

96

98

10094

96

98

100

200 250 300 350 400

(nm)

P5-15

A(%

) Spectre de absorbtie -probe acoperite cu ZnO P5-15 P7-15 si P10-15

P7-15

P10-15

200 250 300 350 400

94

96

98

100

94

96

98

100

94

96

98

100

200 250 300 350 400

(nm)

P5Z0.5-15A

(%)

Spectre de absorbtie - probe acoperite cu ZnO P5Z0.5-15, P7Z0.5-15 si P10Z0.5-15

P7Z0.5-15

P10Z0.5-15

200 250 300 350 400

94

96

98

100

94

96

98

100

94

96

98

100

200 250 300 350 400

(nm)

P5Z1-15

A(%

)

Spetre de absorbtie - probe acoperite cu ZnO P5Z1-15, P7Z1-15 si P10Z1-15

P7Z1-15

P10Z1-15

Fig. 37. Absorbţia în domeniul

UV pentru P5-15, P7-15 şi P10-15 acoperite cu ZnO

Fig. 38. Absorbţia în domeniul UV pentru P5Z0.5-15, P7Z0.5-15 şi P10Z0.5-15 acoperite cu ZnO

Fig. 39. Absorbţia în domeniul UV pentru P5Z1-15, P7Z1-15 şi

P10Z1-15 acoperite cu ZnO O2. Realizare şi caracterizare modele experimentale planare de materiale hibride oţel/DLC cu proprietăţi mecanice şi tribologice îmbunătăţite (HVmed = 4500 ± 600; Emed = 570 ± 85 GPa; Forţa critică la zgâriere < 10 N; µmed ≤ 0,7; viteza de uzură < 3x10-5mm3/Nm) Responsabil: Lungu Magdalena

Au fost realizate 5 modele experimentale (notate ME1-ME5) de materiale hibride DLC/oţel cu strat subţire de C (DLC) de 200 nm (ME1), 260 nm (ME2) şi de tip multistrat de Cr (200 nm)/C+Cr (38+362 nm)/C (900 nm) depus pe suport de oţel marca C45 prin metoda TVA la tensiuni de accelerare a carbonului (Ua) de 2,2 kV (ME1-ME3), 3 kV (ME4) şi 1,2 kV (ME5).

a) b) c)

Fig. 40. Aspectul macroscopic al probelor de material hibride DLC/oţel: a) ME1 (culoare strat: gri inchis mat), b) ME2 (culoare strat: negru lucios), c) ME3-ME5 (culoare strat: negru mat)

Culoarea şi strălucirea diferită a stratului amorf de C (DLC) se datorează efectelor de interferenţă ale

stratului subţire cu substratul de oţel, efecte care depind în principal de indicele de refracţie şi de grosimea stratului subţire depus. în cazul probelor ME2-ME5, culoarea de interferenţă a stratului a devenit mai închisă datorită creşterii grosimii stratului de C (DLC) depus. În imaginile SEM ale probelor analizate se identifică materialul carbonic ca fiind zona cea mai neagră, iar oţelul este reprezentat de zona gri de dedesubt (ME3) sau deasupra (ME4 şi ME5) zonei negre de material carbonic. De asemenea, se observă că depunerile de straturi subţiri sunt uniforme şi aderente pe substratul din oţel. Totodată nu se observă defecte, cum ar fi pori, fisuri sau crăpături, ceea ce poate duce la obţinerea unor proprietăţi mecanice îmbunătăţite.

121

a) b) c)

Fig. 41. Imagini SEM ale probelor: a) ME3, b) ME4, c) ME5, secţiune transversală, mărire 10000x

Tabelul 5. Rugozitatea (Ra), coeficientul de frecare mediu, viteza de uzură, duritatea Vickers medie şi modulul lui Young mediu ale suprafeţei probelor de oţel şi de E de materiale hibride oţel/DLC

Proba Rugozitatea

Ra [µm]

Coeficientul de frecare mediu

Viteza de uzură x105 [mm3/Nm]

Duritatea Vickers medie

[kgf/mm2]

Modulul lui Young mediu,

[GPa] oţel C45 0,06-0,20 0,360-0,471 3,73-98,9 261 ± 12 173 ± 3 ME1 0,10-0,14 0,156-0,237 0,76-6,06 4450 ± 851 566 ± 158 ME2 0,06-0,10 0,158-0,264 1,78-9,72 763 ± 239 90 ± 13 ME3 0,08-0,18 0,117-0,283 1,75-68,84 554 ± 134 28 ± 8 ME4 0,08-0,18 0,280-0,343 1,65-67,4 419 ± 68 25 ± 6 ME5 0,08-0,16 0,117-0,272 1,62-29,14 1193 ± 481 96 ± 40

a) b) c) d) Fig. 42. Aspectul macrografic al umelor de uzură pentru probele testate tribologic şi mecanic: a) oţel C45, b) ME1, c)

ME2, d) ME5.

Substratul din oţel a prezentat cel mai slab comportament la frecare şi uzură. Indiferent de condiţiile de testare tribologică (Fn de 0,25 N / 1 N / 2 N, viteza liniară de alunecare a probei Vl =3,5 cm/s, raza de alunecare: R = 2-12 mm, distanţa de alunecare: 100 m / 500 m, partener static: bila din oţel 100Cr6, de diametru 6 mm), straturile subţiri de DLC depuse pe oţel au îmbunătăţit comportarea la frecare şi uzură a oţelului, astfel încât în cazul probelor ME1-ME5, valoarea coeficientului de frecare s-a redus de 1,33-2,14 ori din valoarea coeficientului de frecare al oţelului. Comparativ cu viteza de uzură a oţelului, în cazul probelor de materiale hibride de filme subţiri de DLC/oţel, viteza de uzură a scăzut de 15 ori pentru ME1, de 8,9 ori pentru ME2, de 3,3 ori pentru ME5 şi de 1,45 şi 1,49 ori pentru ME3, respectiv pentru ME4.

Faţă de duritatea oţelului (HV = 261±12 kgf/mm2) proba ME1 este de 21,3 ori mai dură, proba ME5 este de 6,7 ori mai dură, proba ME2 este de 4 ori mai dură, proba ME3 este de 2,7 ori mai dură, iar proba ME4 este de 1,95 ori mai dură. La filmele de DLC modulul lui Young mediu a variat într-o plajă largă de valori cuprinse între 25±6...566±158 GPa. Conform valorilor de duritate obţinute, toate probele de filme DLC depuse pe oţel (ME1-ME5) se încadrează în clasa de DLC de tip a-C.

122

ME1

0,123 ≤ µ ≤ 0,187; µmediu = 0,155 ± 0,016

0,226 ≤ µ ≤ 0,261; µmediu = 0,237 ± 0,008

ME5

0,169 ≤ µ ≤ 0,234; µmediu = 0,184 ± 0,012

0,199 ≤ µ ≤ 0,310; µmediu = 0,272 ± 0,031

Fig. 43. Variaţia coeficientului de frecare, funcţie de distanţa de alunecare (100 / 500 m) pentru probele ME1 şi ME5

testate tribologic (Fn = 2 N, Vl = 3,5 cm/s, R = 10 / 12 mm, bila de oţel de diametru 6 mm)

a) b)

c) d) Fig. 44. Variaţia coeficientului de frecare mediu (a), a vitezei de uzură medie (b), a durităţii Vickers (c) şi a modulului

lui Young (d) cu tensiunea de lucru (Ua) pentru filmele de DLC din probele ME3-ME5

123

``

a) b) Fig. 45. Curbele înregistrate la zgâriere cu evidenţierea forţelor critice, Lc1-Lc3 şi imaginile optice (Panoramă) ale

profilului topografic al probelor ME1 (a) şi ME5 (b) după zgâriere pe distanţa de zgâriere (3 mm) (mărire 20x)

Tabelul 6. Cuantificarea rezultatelor înregistrate la zgâriere Forţa critică [N] Adâncimea de penetrare [µm] Adâncimea reziduală [µm]

Proba Lc1 Lc2 Lc3 la Lc1 la Lc2 la Lc3 la 30 N la Lc1 la Lc2 la Lc3 la 30 N

ME1 2,34 8,50 17,28 1,61 3,83 7,45 10,59 1,58 4,72 9,06 0,91 ME2 1,57 5,08 16,87 1,05 2,61 8,18 12,80 0,70 2,92 9,90 0,85 ME3 2,77 9,85 17,64 3,02 11,22 20,57 45,51 0,14 1,66 6,76 0,24 ME4 2,32 9,04 17,38 2,83 7,55 13,18 19,85 1,53 5,45 11,85 0,98 ME5 2,91 6,64 15,11 218,3 242,45 276,48 333,93 34,05 56,99 91,11 125,22 Nota: Lc1 - forţa la care apar primele defecte de tip coeziv, Lc2 - forţa la care apare prima delaminare (defecte de tip adeziv), Lc3 - forţa la care are loc delaminarea totală

Probele au avut un comportament asemănător la zgâriere. Adeziunea cea mai puternică o prezintă filmul de DLC din probele de tip multistrat de Cr (200 nm)/C+Cr (400 nm)/C (900 nm) depus pe oţel, deoarece filmul de Cr depus pe oţel a contribuit la relaxarea tensiunilor reziduale prin îmbunătăţirea rezistenţei la rupturi interfaciale a suprafeţelor cu defecte (crăpături) induse.

Forţa critică Lc1, la care au apărut defecte microscopice datorate tensiunilor Hertziene a crescut cu scăderea tensiunii de arc a plasmei TVA, cele mai mari valori obţinându-se în cazul probei ME5 la care stratul a fost depus la Ua cea mai mică (1,2 kV). La toate probele, adâncimea de penetrare a fost întotdeauna mai mare decât grosimea filmelor de DLC (de 200 nm la ME1 şi 260 nm la ME2) sau de Cr (200 nm)/C+Cr (400 nm)/C (900 nm) depuse pe oţel. Acest lucru demonstrează faptul că acoperirile de DLC sunt mai dure decât duritatea substratului de oţel, care se deformează plastic şi se îndoaie în substrat de-a lungul forţei normale aplicate progresiv de la 0,03 N la 30 N. Faza 4 - Realizare şi caracterizare modele experimentale de magnet permanent pe bază de structuri micronice/nanometrice O1. Realizare şi caracterizare structurală şi magnetică de model experimental de magnet permanent pe bază de structuri micronice/nanometrice; Realizare model experimental Experimentările au avut în vedere realizarea şi caracterizarea de modele experimentale de magnet permanent pe bază de structuri micronice/nanometrice pornind de la microfire de aliaj magnetic izolate în sticlă. Pentru a trage aceste microfire s-au elaborat şi turnat sub formă de baghete aliajele magnetic moi ce urmează să constituie miezul metalic al microfirelor. S-a stabilit un număr de 2 compoziţii de aliaje experimentale elaborate sub formă de baghete, din care apoi s-au obţinut microfirele (tabelul 7).

124

Tabelul 7. Condiţii de elaborare pentru aliajele studiate

Compoziţie chimică (% masice) Nr. crt.

Aliajul Fe CoB Si Co Cr

1 Fe7.48CorestB21.33Co63.26Si5.79Cr2.14 7,48 21,33 5,79 63,26 2,14 2 Fe75B15Si10

75 15 10 - - După obţinerea microfirelor, acestea au fost tăiate de pe mosor şi s-au legat la unul din capete. Prinse astfel, ele au fost înglobate în răşină, răsfirându-se astfel încât să pătrundă răşina printre microfire. Apoi a fost legat şi celălalt capăt şi atârnat pe un stativ cu o greutate agăţată, astfel încât microfirele să stea întinse. Aspecte din timpul înglobării microfirelor sunt redate în imaginile din fig. 46.

Fig. 46. Aspecte din timpul inglobarii microfirelor

S-au obţinut astfel 4 modele experimentale de magneţi, sub formă de eşantioane de microfire înglobate în răşină, 1 eşantion din aliaje pe bază de Co şi 3 eşantioane din aliaje de Fe-B-Si.

După întărirea răşinei, magnetul din microfire a fost tăiat şi s-a caracterizat din punct de vedere structural şi magnetic, prin difracţie de raze X, respectiv măsurători la histerezisgraf.

Model experimental de magneţi din aliaj de MnBi

De asemenea, tot în cuptorul cu inducţie de tip Heraeus s-au preparat aliaje de Mn50Bi50. S-au folosit metale pure de Mn şi Bi, iar aliajul a fost retopit de mai multe ori pentru omogenizare înainte de a fi turnat în lingotieră. Din aliajele de Mn-Bi în stare turnată s-au prelevat cantităţile necesare retopirii şi turnării în instalaţia de solidificare ultrarapidă prin turnare pe tambur rotitor, prin aşa-numitul procedeu melt-spinning. Benzile obţinute prin solidificare ultrarapidă sunt prezentate în figura 47.

Retopirea aliajelor s-a realizat în creuzete de cuarţ, care au duza de ejectare a topiturii sub forma unei fante. Parametrii de turnare sunt prezentaţi în tabelul 8.

125

Fig. 47. Benzi Mn50Bi50 , preparate prin turnare pe tambur rotitor

Tabelul 8. Compoziţia chimică şi parametrii de procesare prin solidificare ultrarapidă ai aliajelor MnBi Parametrii de turnare

Nr. şarjă

Compoziţie aliaj (% atomice) vtambur

(m/s) Фduza creuzet

(mm) Distanta T – C

(mm) T (oC)

ppurjare

(bar)

1 Mn50Bi50 32 1,1 0.4 900-920 0,5 2 Mn50Bi50 32 1,0 0.4 900-920 0,5 3 Mn50Bi50 26 1,0 0.4 < 900 0,5 4 Mn50Bi50 15 0,9 0.4 < 900 0,5 5 Mn50Bi50 36 0,9 0.4 < 900 0,5

După obţinerea benzilor, acestea au fost măcinate în moara planetară Retsch (figura 3) timp de 20 de

minute cu o viteză de rotaţie 200 rot/min.

Fig. 48. Cuvele încărcate cu bile şi material de măcinat, fixate pe două posturi ale morii planetare Retsch

Consolidarea pulberilor s-a realizat printr-un proces de sinterizare în plasmă de scânteie (Spark Plasma Sintering - SPS). Proba a fost introdusă în matriţa de grafit de înaltă densitate cu diametrul interior al oalei de 20,8 mm, între folii de grafit de grosime 0,4 mm care asigură un contact electric bun şi reducerea semnificativă a neomogenităţilor materialului care se procesează prin SPS. Exteriorul matriţei a fost acoperit cu pâsla din grafit de grosime 10 mm, folosita ca material izolator pentru reducerea pierderilor de căldura radiala şi a gradientelor posibile de temperatura. După aceea, matriţa astfel pregătita a fost plasată în instalaţia SPS.

Realizarea probelor prin SPS s-a efectuat în vid, la presiunea de presare de 50 MPa (forţa de presare de 16 kN), temperatura de sinterizare de 450o C, viteza de urcare a temperaturii a fost de 100oC/min, timpul de menţinere pe palierul de sinterizare de 10 minute, viteza de răcire de 100oC/min, durata unui impuls de 2 ms, pauză de 1 ms, 16 impulsuri cu pauză suplimentară de 1 ms.

Probele astfel obţinute au fost caracterizate din punct de vedere structural şi magnetic. Probele au fost caracterizate din punct de vedere structural, spectrul obţinut este prezentat în figura

4. Proba prezintă o structură cristalină de Fe3Si în sistem cubic, structura care este foarte asemănătoare cu cea a α-Fe, dar cu o celulă elementară mai mică, cu parametrul de reţea a = 2,837 Å fată de a = 2,866 Å în cazul α-Fe. Trebuie sa se ţină cont şi de faptul că prin mojarare se induce un stres în reţea care poate să

126

micşoreze dimensiunea celulei elementare, dar efectul este datorat fenomenului de solidificare ultrarapidă a aliajului. Alături de această fază apare şi o fază amorfă, de tip Fe82B13Si5, care cristalizează în sistem tetragonal.

Inte

nsi

tate

(u

.a)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2 10 20 30 40 50

Fe3Si - cubic

(220

)

(42

2)

Fig. 49. Spectrul de difracţie al microfirelor de aliaj Fe-Si-B

Dimensiunea medie de cristalit a fazei de Fe3Si, calculată cu ajutorul formulei Debye-Scherrer pe baza spectrului de difracţie prezentat în figura 50 este de 5,4 nm. Cu roşu este prezentă spectrul de difracţie al fracţie ramase nemacinate

Inte

nsita

te (

u.a)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2 10 20 30 40 50

Fe3Si - cubic

(22

0)

(42

2)

Fig. 50. Spectre de difracţie realizate în cazul microfirelor pe bază de aliaj Fe-Si-B

Au fost determinate rapoartele dintre suprafaţa componentei metalice şi cea a răşinei şi sticlei din

care au fost realizate modelele experimentale de magnetic pe bază de microfire (vezi fig. 51), astfel în tabelul 9 sunt prezentate în procente suprafeţele ocupate de cele doua componente ale materialului compozit.

Fig. 51. Microsopie optică pentru eşantionul magnet microfir 1

127

Tabelul 9. Evaluare raport componenta metalică/componenta nemagnetică

Cod probă % metal % răşină + sticlă Magnet microfir 1 33.74 66.26 Magnet microfir 2 31.22 68.78 Magnet microfir 3 35.32 64.78 Magnet microfir 4 49.71 50.29

Modelele experimentale de magnet permanent pe bază de structuri micronice/nanometrice au fost

caracterizate şi din punct de vedere magnetic. Astfel s-au trasat curbele de histerezis folosind un histerezisgraf.

-6.0x102 -4.0x102 -2.0x102 0.0 2.0x102 4.0x102 6.0x102

-6.0x102 -4.0x102 -2.0x102 0.0 2.0x102 4.0x102 6.0x102

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

J (T

)

H [kA/m]

Proba 6+Ni

Fig. 52. Ciclul de histerezis obţinut pe proba 6+Ni

În tabelul 10 sunt prezentate date geometrice ale epruvetelor caracterizate cu histerezisgraful.

Tabelul 10. Date geometrice ale epruvetelor caracterizate cu histerezisgraful Cod probă Masa [g] Diametrul [mm] H [mm] Densitatea [g/cm3] Volum [cm3] Aria [cm2]

Ni+6 12.73 20.53 5.01 7.716 1.66 1.82

A6 2.9813 11 6.2 5.064 0.59 0.95

A8 3.2334 11 6.43 5.267 0.61 0.95A10 2.6927 11 5.33 5.3 0.51 0.95

B6 3.5667 11 7.25 5.199 0.69 0.95

B8 3.502 11 7.03 5.265 0.67 0.95

B10 3.2837 11 6.62 5.247 0.63 0.95

C6 2.7740 11 6.4 4.515 0.61 0.95

C8 2.9608 11 6.7 4.706 0.64 0.95

C10 2.9911 11 6.5 4.841 0.62 0.95

C12 3.0596 11 6.5 5.038 0.62 0.95

D6 3.2326 11 7.2 4.677 0.68 0.95

D8 3.0682 11 6.7 4.803 0.64 0.95

D10 3.2886 11 7.03 4.925 0.67 0.95

D12 2.7685 11 5.8 5.029 0.55 0.95

128

În tabelul 11 sunt prezentate proprietăţile magnetice ale eşantioanelor caracterizate

Tabelul 11. Proprietăţi magnetice ale eşantioanelor caracterizate

Cod probă

Br

[T] HCJ

[kA/m] HCB

[kA/m] (BH)max

[kJ/m3] H(BH)

[kA/m] J(BH) [T]

Hs [kA/m]

Js [T]

Ni+6 0.567 12.6 56.82 2.4 5.97 0.395 1401.6 1.078A6 0.475 239.94 131.64 15.1 58.69 0.25 1369.77 0.751A8 0.508 225.66 141.81 18.5 69.63 0.265 1356.84 0.783A10 0.526 236.29 148.45 20.1 73.61 0.273 1416.52 0.763B6 0.529 396.75 234.55 34.1 124.34 0.274 1303.12 0.757B8 0.543 381.48 230.32 33.7 115.39 0.292 1322.02 0.772B10 0.522 395.23 233.57 33.1 110.42 0.3 1333.96 0.749C6 0.309 70.5 53.03 3.5 15.92 0.217 1360 0.712C8 0.337 75.78 56.17 4.6 30.84 0.148 1344.9 0.745C10 0.338 70.58 53.43 4.4 26.86 0.164 1356.84 0.752C12 0.355 98.73 54.21 4.2 33.82 0.123 1357.83 0.824D6 0.361 136.95 89.44 81 39.79 0.203 1316.05 0.735D8 0.381 146.4 97.32 6.9 39.79 0.174 1338.93 0.742D10 0.382 135.93 90.32 8.5 49.74 0.17 1321.02 0.762D12 0.403 140.08 94.14 9.6 41.78 0.229 1384.69 0.756 Faza 5 - Realizare de modele experimentale de magneţi permanenţi pe bază de aliaje fără pământuri rare. Studiu experimental preliminar pentru obţinerea nanofirelor compozite ZnO/CNT/PAN realizate prin electrofilare. Plăci/benzi din oţel nanostructurat obţinute prin procedee de cristalizare din precursori amorfi. Straturi polimerice micro/nanofibroase obţinute prin electrofilare O1. Realizare de modele experimentale de magneţi permanenţi pe bază de aliaje fără pământuri rare Au fost realizate 4 modele experimentale de materiale magnetic permanente fără pământuri rare de sisteme nanocompozite de tip ferită dură / ferită moale, durificate prin interacţie de schimb, având un raport Mr/MS cuprins în intervalul 0,51 - 0,55. obtinute prin metode chimice. ME obtinute au fost caracterizate structural şi magnetic. Aspecte din timpul realizării acestor nanocompozite magnetice sunt prezentate în figura 53.

Fig. 53. Aspecte din timpul sintezei chimice a nanomaterialelor studiate

Fig. 54. Spectre de difracţie raze X pentru sistemul BaO·Fe12O18/CoO·Fe2O3-MgO·Fe2O3, după calcinare

800oC/4 ore (BACOM 2-800) Caracterizarea structurală realizată prin XRD a permis evidenţierea prezenţei oxizilor de Fe, Co, Ba, Mg, dar şi a unor materiale reziduale, cum ar fi BaSO4, atrăgând atenţia asupra necesităţii unui control riguros al reacţiei sărurilor cu NaOH în timpul procesului de coprecipitare (figura 54).

Caracterizarea magnetică, realizată prin magnetometrie, a permis determinarea valorilor mărimilor de interes pe baza curbelor de histerezis trasate: magnetizaţia remanentă Mr, magnetizaţia la saturatie MS, coercivitatea Hc şi calculul raportului Mr/MS, care evidenţiază prezenţa interacţiei de schimb în sistemele

129

nanocompozite ferită dură / ferită moale. A fost studiată influenţa parametrilor procesului de calcinare asupra structurii cristaline şi proprietăţilor magnetice de interes ale probelor preparate. Astfel, creşterea temperaturii de calcinare, de la 600 la 800oC, a condus la creşterea intensităţii peak-urilor oxizilor de Fe, Co, Ba, Mg, cu efecte pozitive asupra valorilor Mr, MS, Hc şi raportului Mr/MS (figurile 55 şi 56).

-1.0x106-8.0x105-6.0x105-4.0x105-2.0x105 0.0 2.0x1054.0x1056.0x1058.0x1051.0x106

-1.0x106-8.0x105-6.0x105-4.0x105-2.0x105 0.0 2.0x1054.0x1056.0x1058.0x1051.0x106

-1.5x101

-1.0x101

-5.0x100

0.0

5.0x100

1.0x101

1.5x101

-1.5x101

-1.0x101

-5.0x100

0.0

5.0x100

1.0x101

1.5x101

M (

emu/

g)

H [A/m]

BACOM 2 BACOM 2-600 BACOM 2-800

-1.0x106-8.0x105-6.0x105-4.0x105-2.0x105 0.0 2.0x1054.0x1056.0x1058.0x1051.0x106

-1.0x106-8.0x10

5-6.0x10

5-4.0x10

5-2.0x10

5 0.0 2.0x1054.0x10

56.0x10

58.0x10

51.0x10

6

-3x101

-2x101

-1x101

0

1x101

2x101

3x101

-3x101

-2x101

-1x101

0

1x101

2x101

3x101

M (

em

u/g

)

H [A/m]

COBO COBO - 600 COBO - 800

Fig. 55. Curbe de histerezis comparative din sistemul

BaO·Fe12O18/CoO·Fe2O3-MgO·Fe2O3 după uscare (BACOM 2) şi calcinare 600oC/4 ore, (BACOM 2-600)

şi la 800oC (BACOM 2-800)

Fig. 56. Curbe de histerezis comparative din sistemul BaO·Fe12O18/CoO·Fe2O3 după uscare

(COBO) şi calcinare 600oC/4 ore (COBO-600) şi la 800oC (COBO-800)

O2. Obţinerea şi caracterizarea soluţiilor în sisteme complexe ZnO/CNT/PAN. Obţinerea şi caracterizarea nanofibrelor compozite ZnO/CNT/PAN realizate prin electrofilare Au fost preparate 3 suspensii cu diferite concentraţii de ZnO, CNT în soluţii PAN de concentraţii 5% în DMF, după următoarea diagramă compoziţională (tabelul 12): Tabelul 12. Compoziţia şi condiţiile de obţinere a suspensiilor ZnO/CNT/PAN

Parametrii procesului de obţinere a suspensiei ZnO/CNT/PAN Proba

Conc. ZnO [%]

Conc. CNT [%]

Conc. PAN [%] Turatia [rpm] Timp [min] Temp. [oC]

P5Z0.5C0.5 0.5 0.5 5

P5Z1C0.5 1 0.5 5

P5Z0.5C1 0.5 1 5

420 180 50

Au fost înregistrate spectrele FTIR pentru toate suspensiile prezentate în tabelul 13. Spectrele ATR/FTIR înregistrate pe probele de soluţie de ZnO/CNT/PAN de diferite concentraţii. În tabelul 13 şi 14 sunt prezentate principalele modificări ale absorbanţelor induse de modificarea concentraţiei de CNT şi respectiv ZnO în probele analizate. Tabelul 13. Valorile absorbanţelor ale principalelor grupări funcţionale ce suferă modificări la creşterea concentraţiei de CNT Proba 1657 cm-1 1725 cm-1 2860 cm-1 2930 cm-1 3500 cm-1

P5Z0.5 2,645 0,025 0,125 0,149 0,048 P5Z0.5C0.5 2,547 0,027 0,127 0,154 0,018 P5Z0.5C1 2,506 0,029 0,156 0,242 0,011 Tabelul 14. Valorile absorbanţelor ale principalelor grupări funcţionale ce suferă modificări la creşterea concentraţiei de ZnO Probă 1657 cm-1 1725 cm-1 2860 cm-1 2930 cm-1 3500 cm-1

P5Z01 2,630 0,022 0,137 0,180 0,054 P5Z1C0.5 2,545 0,028 0,164 0,245 0,025

130

Conductivitatea electrică a soluţiilor complexe ZnO/CNT/PAN prezintă valori scăzute, rezistivitatea electrică a acestora încadrându-se în intervalul caracteristic pentru semiconductori (10-5÷108)[Ωm]. Se constata că pentru suspensiile cu acelaşi conţinut de PAN, creşterea conţinutului de ZnO în suspensie de la 0,5 la 1% nu aduce modificări semnificative asupra valorii conductivităţii electrice. De asemenea, se mai poate observa faptul că prin mărirea concentraţiei de CNT de la 0.5 la 1% se conductivităţii electrice creşte de 1*10-3 la 14.5*10-3 S/m.

0 20 40 60 80 100 1200

200

400

600

8000

200

400

600

8000

200

400

600

800

Profil reologic - P5Z0,5C0,5, P5Z1C0,5 si P5Z0,5C1 model vascozitate - viteza de forfecare

Va

sco

zita

te (

cP)

Viteza de forfecare (1/s)

P5Z05C05

P5Z1C05

P5Z05C1

Fig. 57. Profil reologic al soluţiilor ZnO/CNT/PAN

În urma caracterizării reologice se poate observa că vâscozitatea nu rămâne constantă, acesta prezintă o scădere cu creşterea vitezei de forfecare, ceea ce înseamnă că suspensiile ZnO/CNT/PAN prezintă comportament de lichide nenewtoniene pseudoplastice. De asemenea, efortul de forfecare creşte cu viteza de forfecare, ceea ce confirmă comportamentul pseudoplastic. În fapt, aceasta înseamnă că pentru aceeaşi forţă sau presiune mai mult material este făcut să curgă, asociată cu reducerea energiei necesare pentru menţinerea curgerii, ceea ce în procesul de electrofilare este necesar. Suspensiile ZnO/CNT/PAN preparate au fost utilizate pentru obţinerea de nano/microfibre prin electrofilare, utilizînd echipamentul NaBond conform tabelului 15. Tabelul 15. Parametrii procesului de electrofilarea a suspensiilor ZnO/CNT/PAN

Parametrii procesului de electrofilare Proba Conc PAN(%)

Conc ZnO (%)

Conc (CNT) U[V) D(m) T(oC) Q(L/h)

P5Z0.5C0.5 5 0.5 0.5 P5Z1C0.5 5 1 0.5 P5Z0.5C1 5 0.5 1

18

16 10-2

40.0

2 10-3

În urmă caracterizării optice au fost trasate graficele transmisiei optice, reflexiei şi a absorbţie în funcţie de lungimea de undă (190-800 nm), pentru fiecare eşantion, grupate în funcţie concentraţiile de PAN şi de ZnO.

131

200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 8000

20

40

60

80

1000

20

40

60

80

1000

20

40

60

80

100

(nm)

P5Z0,5C0,5

T (

%)

P5Z1C0,5

P5Z0,5C1

200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 8000

20

40

60

80

1000

20

40

60

80

1000

20

40

60

80

100

(nm)

P5Z0,5C0,5

R (

%)

P5Z1C0,5

P5Z0,5C1

200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 8000

20

40

60

80

1000

20

40

60

80

1000

20

40

60

80

100

(nm)

P5Z0,5C0,5

A (

%)

P5Z1C0,5

P5Z0,5C1

Fig. 58. Spectre de transmisie, reflexie şi absorbţie optică în domeniul 190-800 nm

În spectrul transmisiei optice în funcţie de lungimea de undă se poate observa că transmisia prezintă valori cuprinse între 0,5 şi 40%, reflexiei prezinta valori ridicate, mai ales în domeniul UV unde are valori de maxim 80%, iar absorbţia în domeniul UV (190-400 nm) prezintă valori cuprinse între 20-50% (creşte odată cu creşterea fazei solide adăugate în soluţia iniţială).

În urma experimentărilor de electrofilare a soluţiilor complexe de ZnO/CNT/PAN au rezultat 3 tipuri de eşantioane de nano/microfibre, care au fost caracterizate din punct de vedere morfostructural prin microscopie electronică de baleiaj (SEM). Caracterizarea morfostructurală s-a realizat cu microscopul electronic de baleiaj cu emisie de câmp (FESEM) Model Carl Zeiss Auriga.

Fig. 59. Micrografie SEM proba P5Z0.5C0.5 Fig. 60. Micrografie SEM proba P5Z1C0.5

Fig. 61. Micrografie SEM proba P5Z0.5C1

132

În urma analizei morfo-structurale prin microscopie SEM se poate observa că s-au obţinut fibre cu dimensiuni mai mici de 100 nm pentru toate soluţiile complexe utilizate. Astfel, pentru soluţia P5Z0.5C0.5 s-au obţinut fibre cu dimensiuni cuprinse între 20 şi 80 nm, pentru soluţia P5Z1C0.5 diametrul fibrelor obţinute este cuprins între 30 şi 95 nm, iar pentru P5Z0.5C1 fibrele prezintă grosimi între 35 şi 80 nm.

O3. Studiu privind alegerea compoziţiei chimice pretabile pentru amorfizare Au fost realizate 4 Modele Experimentale constând din:

- 1 şarjă de material de amorfizat - 1 placă cu dimensiunile 69,7 x 64 x 3 mm obţinută prin turnare în formă de cupru, notată S2 - 2 plăci cu dimensiunea 69,7 x 64 x 1,5 mm obţinute prin turnare în formă de cupru, notate S3 şi S4

S1 cu reţea de turnare S1 S2

a) Material pentru amorfizare

Placă S2 - 3 mm grosime Placă S3 - 1,5 mm grosime Placă - S4 1,5 mm grosime

b) ME obţinute prin metoda turnării în formă de Cu Fig. 62. Modele experimentale obţinute în cadrul prezentei faze: a) Material pentru amorfizare,

b) ME obţinute prin metoda turnării în formă de Cu Modelele experimentale au fost obţinute au fost caracterizate după cum urmează: A. Deteminarea temperaturilor de transformare amorf-cristalin Probele S1, S2, S3 şi S4 sunt formate dintr-un material de tip amorf-cristalin, analiza TG-DSC nevidenţiind transformări de fază în domeniul de temperaturi analizat. B. Determinarea fazelor formate În figura 63 se prezintă graficul de difracţie al materialelor S2, S3 şi S4.

133

Fig. 63. Graficele de difracţie obţinute pe materialele S2, S3 şi S4

Identificarea calitativă a spectrelor experimentale s-a efectuat utilizând baza de date ICDD PDF2

Release 2012, spectrelor experimentale asociindu-li-se fişa teoretică PDF-00-047-1045 corespunzătoare materialului cu formula Fe0.64Ni0.36, cu reţea cristalină CFC, grup spaţial Fm3m(225) şi un parametru al celulei elementare a = 3,58304 Å. În funcţie de aria globală şi redusă a picurilor de difracţie s-a calculat gradul de cristalinitate al materialelor obţinute prezentat în tabelul 16. Tabelul 16. Gradul de cristalinitate al materialelor obţinute

Cod probă

Domeniu unghiular (2theta)

Aria globala (cpsxdeg)

Aria redusa (cpsxdeg) % Cristalinitate % Amorficitate

S2 943.8 439.8 46.6 % 53.4 % S3 920.8 540.2 58.7 % 41.3 % S4

10-100 1157 605.4 52.3 % 47.7 %

Dimensiunea medie de cristalit şi parametrul experimental al reţelei cristaline sunt prezentate în

tabelul 17. Se observă în toate probele analizate o dilatare a parametrului de reţea, indusă de elementele de aliere substituţionale, introduse, Cr şi Si. Tabelul 17. Dimensiunea medie de cristalit şi parametrul experimental al reţelei cristaline

Proba Planul cristalografic (hkl)

Dimensiunea medie de cristalit Dhkl

(nm) aexp(A)

(111) 43,68 3,58412S2 (200) 43,58 3,58430(111) 42,52 3,58056S3 (200) 42,16 3,58682(111) 49,32 3,58479S4 (200) 36,77 3,58770

C. Analiza microstructurală prin microscopie optică şi microscopie electronică

Imaginile din figura 64 prezintă aspectele microstructurale evidenţiate în materialele studiate realizate la 2 ordine de mărire prin intermediul microscopului optic.

134

S2

S3

S4

X 50 X 200

Fig. 64. Microscopie optică - Aspecte microstructurale evidenţiate în materialele experimentale obţinute Microstructurile optice obţinute evidenţiază o structură de solidificare în condiţii de neechilibru cu formare de dentrite cu ramuri primare şi secundare foarte fine într-o matrice amorfă. Pe linia mediana se observă intersecţia a două fronturi de solidificare antagonice care pornesc de la exterior către mijlocul probei. Microstructura evidenţiază şi o cantitate mică de incluziuni gazoase şi pori de dimensiuni submicronice. Detalii privind structura materialelor obţinute au fost realizate utilizând microscopul electronic cu baleiaj Carl Yeiss model Auriga, echipat cu detector de electroni secundari SE de tip anular în coloană (In-lens), fig. 65.

S2 S3

S4

Fig. 65. Detalii structurale identificate în materialele turnate în formă de cupru

135

O4. Studiu documentar privind filtrele pe bază de nanostructuri fibroase pentru aplicaţii de filtrare a aerului şi/sau soluţiilor A fost realizat un studiu documentar privind utilizarea structurilor nanofibroase polimerice obţinute prin electrofilare, ca medii de filtrare a aerului sau soluţiilor, mecanisme de filtrare, caracteristici ale materialelor de filtrare, precum şi configuraţia unui filtru pe bază de structuri nanofibroase polimerice cu aplicaţii în filtrarea aerului sau a soluţiilor.

Structurile nanofibroase polimerice obţinute prin electrofilare îşi găsesc tot mai mare aplicabilitate în filtrarea lichidelor datorită sistemului de pori complex, similar ţesăturilor textile în diverse configuraţii (ţesute, tricotate, neţesute, bataj şi combinaţii ale acestora). Această structură a porilor, caracteristică textilelor, determină utilizarea structurilor nanofibroase polimerice obţinute prin electrofilare în separarea efectivă a particulelor prin diferite mecanisme, cum sunt aşa-numita "separare geometrică" şi "separarea prin impact". Pentru filtrele pe bază de nanofibre, mecanismul de îndepărtare a particulelor se bazează pe: captarea particulelor mari care sunt blocate pe suprafaţa filtrului datorită efectului de cernere, în timp ce particulele mai mici decât porii de suprafaţă pătrund în filtrul de nanofibre, fiind colectate pe fibre.

Separarea geometrică se referă la separarea particulelor mai mari decât dimensiunea porilor, ca urmare a dimensiunii lor fizice. Un randament bun al separării geometrice, cu rezistenţă la curgere scăzută, poate fi realizat prin utilizarea unui material filtrant cu o distribuţie de mărime a porilor sau o combinaţie de ţesături diferite.

Separarea prin impact este afectată de curgerea complexă prin ţesătură, care forţează mediul gazos sau lichid şi particulele să se deplaseze în jurul fibrelor, urmând linii de flux complexe (aşa-numitul "efect labirint"). Particule cu o anumită inerţie, dar semnificativ mai mici decât ochiurile structurii fibroase, pot părăsi liniile de flux şi se lovesc de suprafaţa fibrelor, unde sunt reţinute.

Membrane electrofilate pentru microfiltrare (MF) Membranele din nanofibre electrofilate ar putea fi un bun candidat pentru membranele utilizate la

microfiltrarea apei datorită faptului că aceste membrane din nanofibre au o distribuţie a dimensiunii porilor de la submicroni la micrometri. În tabelul 18 sunt prezentate caracteristici ale unor filtre pentru microfiltrarea lichidelor obţinute prin electrofilarea diferiţilor polimeri.

Tabelul 18. Proprietăţile şi performanţele filtrării prin membrane electrofilate pentru microfiltrare

Polimer Diametrul fibrei (nm)

Dimensiunea porilor (μm)

Grosime (μm)

Permeabilitate (l/m2*h*bar)

Capacitatea de filtrare (%)

Dimensiunea particulelor (μm)

Nylon 6 30-110 6,0 150 9500 90 1,0 PAN-PET 100 0,22 200 2189 97 0,5

PCL-chitosan 300 2,8 - 17536 99 0,3 PES 280 2,0 200 2080 98 1,0 PET 420 2,5 - - 96 - (suc mere) PSU 470±150 2,1 135 13333 94 1,0 PVA 100±19 0,21 100 23529 98 0,2

PVDF 380±106 4,1 300 4000 91 5,0

Membrane electrofilate pentru ultrafiltrare (UF) Ultrafiltrarea este un proces de filtrare selectiv pentru o gamă diversă de particule, precum proteinele,

coloizii, emulsiile şi virusurile, cu dimensiuni de aproximativ 1-100 nm în mediul lichid. Acest lucru implică faptul că, pentru a utiliza pânzele de nanofibre electrofilate direct pentru ultrafiltrare, dimensiunea porilor acestora trebuie să fie mai mică de 0,1 μm. Deşi este posibil să se producă pânze de nanofibre electrofilate cu astfel de dimensiuni mici de pori, aceasta nu este o soluţie practică pentru membranele de ultrafiltrare datorită ancrasării rapide a acestor straturi subţiri. Rata rapidă de ancrasare în membranele de nanofibre netede duce la o frecvenţă ridicată de înlocuire, care, la rândul său, duce la creşterea costurilor.

Configuraţia filtrelor pe baza de nanostructuri fibroase obţinute prin electrofilare O serie de cercetători au propus un nou concept de fabricare a membranelor UF cu flux ridicat, care

implică folosirea membranei de nanofibre electrofilată pentru a înlocui membrana poroasă asimetrică din filtrele clasice, comerciale.

Configuraţia propusă constă dintr-o structură compozită cu trei niveluri: (i) stratul superior neporos hidrofil constând într-o acoperire cu un polimer hidrofil (de ex. Chitosan); (ii) o membrană polimerică din

136

nanofibre electrofilate, ca strat intermediar (de ex. PAN) şi (iii) o microfibră neţesută convenţională ca substrat de suport (de exemplu poliester). Structura astfel propusă este reprezentată schematic în figura 66.

Fig. 66. Structura schematică a abordării pe trei straturi pentru fabricarea membranelor de ultrafiltrare cu flux ridicat şi ancrasare scăzută

Pornind de la datele de literatură prezentate, au fost realizate încercări preliminare de obţinere de

straturi polimerice micro/nanofibroase prin electrofilare pe diverse substraturi, în scopul obţinerii de membrane filtrante. S-au folosit soluţii polimerice nanocompozite PAN/CNT cu următoarele compoziţii: Tabelul 19. Compoziţia soluţiilor PAN/CNT electrofilate Cod probă Concentraţie PAN, % masice Concentraţie CNT, % masice

P10C0,5 10 0,5 P10C5 10 5 P10C1 10 1 P10C10 10 10

Pentru realizarea experimentelor de preparare a straturilor micro/nanofibroase s-a utilizat unitatea de electrofilare NaBond, cu seringa de sticlă şi ac cu vârful plat şi diametrul interior de 0,8 mm. Pentru colectarea membranelor s-a folosit un colector plan de cupru.

Toate experimentările s-au realizat în condiţii identice pentru toate substraturile şi soluţiile utilizate: tensiunea aplicată – 18 kV; distanţa dintre vârful acului şi colector – 20 cm; debitul soluţiei – 1,2 ml/h; diametrul acului – 0,8 mm; timp de depunere – 180 minute; colector staţionar. Straturile polimerice micro/nanofibroase au fost depuse prin electrofilare pe diferite substraturi: aluminiu, celuloză, hartie carbonică, plasă/spumă de Ni, montate pe folie de aluminiu.

Rezultatele preliminare obţinute sunt prezentate în figurile de mai jos.

b c

a Celuloza -Stânga sus, hârtie carbonică –

dreapta sus; plasă de Ni – stânga jos; spumă de Ni – dreapta jos

d e Fig. 67. Membrane polimerice PAN/CNT obţinute pe diferite substraturi din soluţiile:

a) substraturi neacoperite: b) P10C0,5; c) P10C5; d) P10C1; e) P10C10

În figura 68 sunt prezentate micrografiile SEM pentru membranele obţinute prin electrofilarea pe substrat de aluminiu, iar în figura 69 sunt prezentate micrografiile SEM pentru membranele obţinute la electrofilarea soluţiei P10C10 pe substrat celulozic, carbonic, plasă de Ni, respectiv spumă de Ni.

137

a b

c d

Fig. 68. Micrografii SEM ale membranelor depuse pe substrat de aluminiu: a) P10C0,5; b) P10C5; c) P10C1; d) P10C10 (stânga 5000x, dreapta 50000x)

a b

c d

Fig. 69. Micrografii SEM ale membranelor P10C10 depuse pe substrat de: a) celuloză: b) hârtie carbonică: c) plasă de Ni: d) spumă de Ni (stânga 5000x, dreapta 50000x)

Faza 6 – Realizare de model experimental de magnet permanent pe baza de microfire feromagnetice. Nanostructuri fibroase obţinute prin electrofilare pentru filtrare fluide. Oţeluri nanostructurate obţinute din precursori amorfi. O1. Studiul factorului de umplere cu microfire asupra proprietăţilor magnetice In vederea determinarii factorului de umplere cu microfire a ME de magneti permanenti au fost realizate urmatoarele etape:

Elaborarea aliajelor folosite la tragerea microfirelor Operaţia de elaborare s-a realizat pornind de la elemente metalice pure: Co electrolitic, Cr, Si,

prealiaj Co–B şi Fe tehnic moale, dezoxidat în prealabil printr-un tratament termic de reducere, realizat timp de 2 ore la temperaturi în intervalul 800 – 850°C în hidrogen. Toate componentele şarjelor au fost curăţate în solvenţi organici (acetonă), înainte de a fi introduse în creuzetul realizat din masa de ştampare specifică elaborărilor în vid. Turnarea s-a realizat prin procedeul de sucţiune, în tuburi de sticlă, lingourile astfel obţinute fiind sub forma de baghete (figura 70). Pentru toate şarjele, s-a luat în calcul un adaos de ardere de 10 % masice pentru siliciu.

138

Fig. 70. Bagheta de metal folosite la

tragerea microfirelor

Topirea / elaborarea s-a realizat în cuptorul Heraeus, cu încălzire prin inducţie la 10 kHz (figura 71).

Fig. 71. Elaborarea baghetelor folosite la tragerea microfirelor

Caracteristicile de turnare ale şarjelor experimentale, au fost următoarele:

- greutatea nominală a şarjei ~ 0,300 kg; - cântărirea compoziţiei s-a făcut cu balanţă de precizie ± 0,01g; - creuzet: de alumină; - tragerea baghetelor s-a făcut în tuburi de cuarţ de diametrul Ф = 5 mm cu ajutorul unei pompe de vid; - elaborarea s-a făcut în aer, iar deasupra şarjei s-a purjat în mod continuu argon.

La elaborarea şarjelor, aspectele tehnologice specifice de care s-a tinut cont au fost: - elementele se introduc în creuzet în funcţie de temperatura de topire, cele cu temperatura mai mare se introduc pe fundul creuzetului; - durata totală a topirii/elaborării aliajului a a fost de aproximativ 30 minute; - temperatura la momentul tragerii baghetelor, aproximativ 1500 – 1550oC.

Experimentări preliminare de preparare a microfirelor Procedura de introducere a aliajului în tubul de sticlă este specifică şi importantă în procesul de

turnare a microfirului. Aliajul a fost introdus în tubul de sticlă prin partea inferioară a inductorului, astfel încât metalul încălzit şi topit (figura 72) să atingă pereţii tubului de sticlă. În acelaşi timp, tubul de sticlă a fost răsucit în jurul axului sau s-a adăugat metal, până când tot interiorul tubului a fost umplut cu aliaj.

Fig. 72. Aspect din timpul operaţiei de topire şi obţinere a microfirului

139

Dacă suprafaţa secţiunii sticlei nu este umplută cu aliaj, încep să se desfăşoare procesele de oxidare şi ardere a unor componente din aliaj. Într-o asemenea situaţie trebuie să se închidă cât mai repede toată secţiunea de sticlă cu aliaj. Câmpul electric, care este generat în inductor ridică picătura la o anumită distanţă, distanţă la care câmpul electromagnetic este echilibrat de câmpul gravitaţional. Cu ajutorul presiunii în tubul din sticlă se ajustează poziţia picăturii deasupra inductorului şi temperatura ei.

La introducerea aliajului, tubul de sticlă trebuie să fie situat la o distanţă minimă de inductor, pentru ca picătura formată să fie situată la o distanţă de aproximativ 1 mm de la marginea sticlei. Acest lucru este necesar pentru ca sticla care se înmoaie de la metalul topit să acopere tot metalul introdus în ea. Altfel sticla, care se află mai jos de această limită, rămâne în stare solidă şi ca urmare împiedică preluarea surplusurilor de sticlă prin inductor. După ce a fost introdus aliajul în tub, este necesar să se formeze cât mai repede învelişul din sticlă, ce împiedică oxidarea intensă a aliajului topit. Cu ajutorul unui alt tub de sticlă (cu un diametru mult mai mic, de preferinţa ca aceasta sticlă să fie de cuarţ) se agaţă sticla şi cu mişcări lente se acoperă toată suprafaţa de metal cu sticla. Apoi, când picătura este acoperită în întregime cu sticla înmuiată, agăţam sticla ce s-a format în partea de jos a picăturii şi prin mişcări circulare tragem surplusurile de sticlă. În timpul acestui proces apare riscul ca picătura să cadă. De aceea, în procesul de formare a picăturii, trebuie accelerată alimentarea cu sticlă în zona inductorului.

Pe tot parcursul procesului de curăţare a picăturii trebuie reglată manual alimentarea cu tubul de sticlă, pentru a preveni oxidarea intensă şi arderea aliajului.

Dacă picătura este prea voluminoasă, atunci trebuie ca ea sa fie micşorată. Pentru aceasta agăţăm sticla în partea de jos cu ajutorul altui tub de sticla (de cuarţ) şi cu o mişcare bruscă în jos detaşăm o porţiune mică de aliaj din picătură. După ce picătura s-a format, firul trebuie agăţat de bobina sistemului de bobinare.

Cu ajutorul tubului de sticla subţire, se agăţa sticla din partea inferioara a picăturii şi se trage din ea un fir subţire de sticlă şi o ducem la bobina de recepţie. Cu o mişcare bruscă firul se trece pe lângă bobina, în rezultatul acestei mişcări firul nimereşte în aşa-numitul lat.

După ce picătura a fost formată şi firul a fost agăţat de bobină este necesar să se unească bagheta de aliaj cu picătura pentru a asigura continuitatea procesului. Iniţial capătul tijei trebuie să fie la o distanţă de aproximativ 1 cm de picătură. Se porneşte mecanismul de alimentare cu bagheta de aliaj la o viteza medie. Tija începe să coboare foarte lent, încălzindu-se încet. Când distanţa până la picătura a rămas de aproximativ 1-2 mm, este necesar să se micşoreze viteza de alimentare cu tija de aliaj până la minim. În timpul acestor operaţii, cu ajutorul presiunii în tub, este necesar să se menţină picătura, astfel încât aceasta să nu se răcească sau să se supraîncălzească, altfel spus să se menţină regimul de turnare. Odată ce tija a atins picătura, compresorul presiunii în tub trebuie oprit, ca picătura să nu se ridice în sus pe tijă sau ca aceasta să nu se răcească prea mult. Apoi, foarte încet se adaugă presiunea şi se aduce firul la parametrii necesari. Jetul de răcire se ajustează lângă fir, abia peste 2-3 minute, când tija de metal are temperatura necesară. Abia după aceea jetul de răcire a microfirului se îndepărtează şi se porneşte procesul pe o bobina de lucru (v. figura 10).

La începutul procesului, microfirul este cu izolaţie de sticlă groasă şi cu multe micro-întreruperi, surplusurile de aliaj şi sticlă detaşându-se necontrolat din picătură. Reglarea procesului poate continua câteva minute. După ce procesul s-a stabilizat, este necesar să se apropie încet jetul de apă şi să se ajusteze poziţia lui. Microfirul trebuie să fie pe centrul jetului de apă. Apoi, cu ajutorul manetelor de reglare a presiunii şi puterii generatorului se obţine microfirul de parametrii necesari. Dacă acul indicatorului IRL este în dreapta, asta înseamnă că picătura se răceşte şi firul devine mai gros, deci trebuie micşorată presiunea în interiorul tubului de sticlă ca picătura să se lase puţin jos şi să se încălzească mai mult, şi viceversa. După ce procesul s-a stabilizat şi se află la parametrii ceruţi trebuie ca bobina de reglare să fie schimbată cu o bobină de lucru. Vitezele rapide de răcire, asigurate de procesul de turnare al microfirului, permit să se obţină diferite structuri al miezului de metal – policristaline cu dimensiuni diferite ale cristalelor (microcristaline, nano-cristaline), amorfe, amestecul stărilor amorfe cu cristaline.

140

Fig. 73. Mosor de microfire obţinut pe instalaţia de tras microfire

Inglobarea microfirelor in matrice de silicat de sodiu

După obţinerea microfirelor, acestea au fost tăiate de pe mosor şi s-au legat la unul din capete. Prinse astfel, ele au fost înglobate în răşină, răsfirându-se astfel încât sa pătrundă răşina printre microfire. Apoi a fost legat şi celalalt capăt şi atârnat pe un stativ cu o greutate agăţată, astfel încât microfirele sa stea întinse. Aspecte din timpul înglobării microfirelor sunt redate în imaginile din figura 74.

Fig. 74. Aspecte din timpul înglobării microfirelor

S-au obţinut astfel 12 modele experimentale de magneti, sub forma de eşantioane de microfire

înglobate în răşina, 6 modele experimentale din aliaje pe baza de Co şi 6 modele experimentale din aliaje de Fe-B-Si. Variatia factorului de umplere cu microfire a magnetilor obtinuti s-a realizat prin aplicarea unor presiuni diferite in timpul intaririi rasiniii anume 5, 10 si 25 Kgf utilizand 2 metode de intarire accelerata in cuptor la 700 oC si in camera climatica la 100 oC . După întărirea răşinii, magnetul din microfire a fost tăiat şi s-a caracterizat din punct de vedere structural şi magnetic in vederea determinarii influentei gradului de umplere.

In tabelul 20 sunt prezentate caracteristicile geometrice ale epruvetelor caracterizate din punct de vedere magnetic.

Tabelul 20. Date geometrice ale epruvetelor caracterizate cu histerezisgraful Cod probă Masa [g] H [mm] Densitatea [g/cm3] Volum [cm3] Aria [cm2]

5kgP 12.73 13.8 1.517 1.76 1.272

10kgP 2.9813 13.9 1.823 0.79 0.920

25kgP 3.2334 12.7 1.857 0.91 0.717 5kgCC 2.6927 17.4 1.62 4.37 2.511

10kgCC 3.5667 17.3 1.699 3.69 1.95

25kgCC 3.502 17.03 1.725 2.67 1.95

In figurile 75 – 77 sunt prezentate curbele de histerezis obtinute pe magnetii intariti in cuptor.

141

-1200-1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-1200-1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-3.0x10-1

-2.0x10-1

-1.0x10-1

0.0

1.0x10-1

2.0x10-1

3.0x10-1

-3.0x10-1

-2.0x10-1

-1.0x10-1

0.0

1.0x10-1

2.0x10-1

3.0x10-1J

(T)

H [kA/m]

5Kg-500oC-cu corectie

-1200-1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-1200-1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-4.0x10-1

-3.0x10-1

-2.0x10-1

-1.0x10-1

0.0

1.0x10-1

2.0x10-1

3.0x10-1

4.0x10-1

-4.0x10-1

-3.0x10-1

-2.0x10-1

-1.0x10-1

0.0

1.0x10-1

2.0x10-1

3.0x10-1

4.0x10-1

J (T

)

H [kA/m]


Fig. 75. Ciclul de histerezis obţinut pe proba 5kgP Fig. 76. Ciclul de histerezis obţinut pe proba 10kgP

-1200-1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-1200-1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-4.0x10-1

-3.0x10-1

-2.0x10-1

-1.0x10-1

0.0

1.0x10-1

2.0x10-1

3.0x10-1

4.0x10-1

-4.0x10-1

-3.0x10-1

-2.0x10-1

-1.0x10-1

0.0

1.0x10-1

2.0x10-1

3.0x10-1

4.0x10-1

J (T

)

H [kA/m]


Fig. 77. Ciclul de histerezis obţinut pe proba 25kgP

În tabelul 21 sunt prezentate proprietăţile magnetice ale eşantioanelor caracterizate.

Tabelul 21. Proprietăţi magnetice Cod probă Br [T] HCJ [kA/m] (BH)max [J/m3] Js [T] 5kgP 0.297 2.6 0.4 0.54 10kgP 0.375 3.94 0.3 0.651 25kgP 0.308 4.84 0.5 0.683 5kgCC 0.263 5.88 0.3 0.403 10kgCC 0.317 5.5 0.2 0.553 25kgCC 0.343 8.55 0.6 0.492 O2. Model experimental de straturi polimerice micro/nanofibroase depuse pe substrat textil. Caracterizare preliminară În vederea realizării modelelor experimentale de straturi polimerice micro/nanofibroase depuse pe substrat textil s-au utilizat soluţii polimerice nanocompozite PAN/CNT de diverse concentraţii, care au fost depuse pe substrat textil din tifon. Soluţiile PAN/CNT au fost obţinute utilizând fibre PAN (producător Bluestar), CNT cu pereţi multipli şi dimetilformamidă (DMF), de densitate 0,94 g/cm3 (achiziţionată de la Alfa Aesar). S-au folosit soluţiile polimerice nanocompozite PAN/CNT prezentate în tabelul 22. Tabelul 22. Compoziţia soluţiilor PAN/CNT Cod probă Concentraţie PAN, % masic Concentraţie CNT, % masic P10C0,5 10 0,5 P10C5 10 5 P10C1 10 1 P10C10 10 10

142

Pentru realizarea experimentelor de preparare a straturilor micro/nanofibroase s-a utilizat unitatea de

electrofilare NaBond, cu seringă de sticlă şi ac cu vârful plat cu diametrul interior de 0,8 mm. Pentru obţinerea straturilor polimerice s-a folosit un colector plan de cupru, acoperit cu folie de aluminiu peste care a fost montat substratul textil din tifon.

Toate experimentările s-au realizat în condiţii identice pentru toate soluţiile utilizate: tensiunea aplicată – 18 kV; distanţa dintre vârful acului şi colector – 20 cm; debitul soluţiei – 1,2 ml/h; diametrul acului – 0,8 mm; timp de depunere – 180 minute; colector staţionar din cupru; substrat textile tifon montat pe suport de aluminiu.

Au fost obţinute 4 eşantioane de material, după cum urmează:

Tabelul 23. Eşantioane straturi polimerice micro/nanostructurate depuse pe substrat textil Cod probă Concentraţie PAN/CNT % masic Substrat textil P10C0,5 10/0,5 tifon P10C1 10/1 tifon P10C5 10/5 tifon P10C10 10/10 tifon

În figura 78 sunt prezentate micrografiile SEM pentru membranele obţinute prin electrofilarea pe

substrat textil - tifon, a soluţiilor polimerice preparate.

a b c d

Fig. 78. Micrografii SEM ale membranelor depuse pe substrat de aluminiu: a) P10C0,5; b) P10C5; c) P10C1; d) P10C10 (50000x)

În tabelul 24 sunt date valorile medii ale diametrelor fibrelor determinate din analiza SEM.

Tabelul 24. Valorile medii calculate ale grosimii stratului polimeric măsurat Diametrul (nm) Eşantion Tensiunea

aplicată (kV)Distanţa faţă de

colector (cm) Timp (min)

mediu min max P10C0.5 18 20 180 93,4 76,6 112 P10C1 18 20 180 98,5 79 113 P10C5 18 20 180 145,9 119 170 P10C10 18 20 180 148,8 100 237

În tabelul 25 sunt prezentate valorile medii ale grosimii straturilor polimerice determinate cu ajutorul

micrometrului electronic cu precizie de 0,001 mm.

Tabelul 25. Valorile medii calculate ale grosimii stratului polimeric măsurat ME Tensiunea aplicată (kV) Distanţa faţă de colector (cm) Timp (min) Grosimea stratului (μm)

P10C0,5 18 20 180 20,7 P10C1 18 20 180 29,7 P10C5 18 20 180 42,56 P10C10 18 20 180 41,2

143

Se observă că grosimea stratului obţinut în aceleaşi condiţii ale procesului de electrofilare creşte cu creşterea concentraţiei de CNT între 0,5 - 5% masic, după care scade uşor la creşterea concentraţiei la 10%, la o durată a procesului de electrofilare de 180 minute.

Pentru determinarea porozităţii, straturile polimerice au fost mentinute în apa distilata şi apoi au fost cântărite după ce în prealabil a fost îndepărtată cu o hârtie de filtru excesul de apă de pe membrană. Membranele astfel umectate au fost introduse în etuvă cu circulaţie de aer, unde au fost menţinute 24 ore la 60oC, urmând apoi o uscare în etuvă cu vid pentru încă 24 ore la 60oC. După aceste etape de uscare, membranele au fost cântărite din nou. Cele două mase (masa probei umectate şi masa probei uscate), au fost utilizate pentru calculul porozităţii membranei, folosind ecuaţia următoare: P (%) = [(m0 – m1)/A·τ] x 100, unde: P – porozitatea membranei (%), m0 – masa membranei umectate cu apă distilată (g), m1 – masa membranei uscate (g), A – aria membranei (cm2) şi τ – grosimea membranei (cm).

În tabelul 26 sunt prezentate valorile calculate ale porozităţii straturilor polimerice obţinute. Tabelul 26. Valorile porozităţii calculate

ME Tensiunea aplicată (kV) Distanţa faţă de colector (cm) Timp (min) Porozitate calculată (%)P10C0,5 18 20 180 61,52 P10C1 18 20 180 57,01 P10C5 18 20 180 44,96 P10C10 18 20 180 27,38 După cum se poate observa din grafic, porozitatea scade cu creşterea concentraţiei de CNT. Astfel, pentru membrana cu cel mai scăzut procent de CNT (0,5%) s-a obţinut cea mai ridicată porozitate (61,52%), pentru membrana cu o concentraţie de 1% CNT porozitatea scade până la 57,01%, iar pentru 5% CNT s-a determinat o valoare a porozităţii de 44,96%. În cazul concentraţiei de CNT de 10%, valoarea determinată a porozităţii a fost de 27,38%. În tabelul 27 se prezintă valorile grosimii stratului, diametrul fibrelor şi ale porozităţii pentru cele 4 tipuri de straturi polimerice obţinute. Tabelul 27. Caracteristici dimensionale şi de porozitate ale straturilor polimerice

Diametrul (nm) ME Porozitate calculată (%)

Grosimea stratului (μm) mediu min max

P10C0,5 61,52 20,7 93,4 76,6 112 P10C1 57,01 29,7 98,5 79 113 P10C5 44,96 42,56 145,9 119 170 P10C10 27,38 41,2 148,8 100 237 Din tabelul 27 se observă că valoarea porozităţii stratului polimeric scade cu creşterea concentraţiei CNT din soluţie, care determină, pentru aceeaşi parametri ai procesului de electrofilare, creşterea diametrului fibrelor şi a grosimii acestuia. În cazul eşantionului obţinut prin electrofilarea soluţiei cu o concentraţie de 10% CNT, se observă că porozitatea scade sub 30%. Rezultatele obţinute la determinarea proprietăţilor mecanice ale straturilor polimerice sunt prezentate în tabelele şi figurile de mai jos. Tabelul 28. Valorile medii ale proprietăţilor mecanice ale straturilor polimerice realizate

Diametrul (nm) Eşantion Grosimea membranei (μm) mediu min max

Rezistenţa mecanică (MPa)

Alungirea (%)

P10C0,5 20,7 93,4 76,6 112 2,03 10,78 P10C1 29,7 98,5 79 113 1,98 19,05 P10C5 42,56 145,9 119 170 1,42 17,90 P10C10 41,2 148,8 100 237 2,37 18,09 Tabelul 29. Valorile rezistenţei mecanice şi ale alungirii pentru 4 eşantioane

144

Eşantion Rezistenţa mecanică medie, Rm (MPa) Alungirea medie, A (%) P10C0,5 2,03 10,78 P10C1 1,98 14,74 P10C5 1,42 5,95 P10C10 2,37 18,09

a) b)

c) d) Fig. 79. Curbele de deformare la rupere prin întindere pentru eşantioanele: a) P10C0,5;

b) P10C1; c) P10C5; d) P10C10

Din datele prezentate în tabelele şi figurile de mai sus se constată că, în toate cazurile studiate, se obţin valori ale rezistenţei mecanice la rupere prin întindere mai mari de 1 MPa şi valori ale alungirii mai mari de 6%. Astfel, pentru eşantioanele P10C0,5, valorile rezistenţei se situează în intervalul 1,77–2,44 MPa, cu o valoare medie de 2,03 MPa, iar alungirea se situează între 6–18%, cu o valoare medie de 10,78%. În cazul eşantioanelor P10C1, valorile rezistenţei se situează în intervalul 1,73–2,14 MPa, cu o valoare medie de 1,98 MPa, iar alungirea se situează între 10–17%, cu o valoare medie de 14,74%. Eşantioanele P10C5 prezintă valori ale rezistenţei mecanice între 1,23–1,65 MPa, cu o valoare medie de 1,42 MPa, iar alungirea se situează între 12–18%, cu o valoare medie de 15,95%. Eşantioanele P10C10 prezintă valori ale rezistenţei mecanice între 2,17–2,73 MPa, cu o valoare medie de 2,37 MPa, iar alungirea se situează între 17–19%, cu o valoare medie de 18,09%. Alura curbelor de deformare, similară în toate cazurile, prezintă 3 puncte de maxim. O3. Creşterea gradului de amorfizare a precursorilor amorfi. Au fost realizate 15 Modele Experimentale constând din: - 3 şarje de aliaj precursor, C1M, C1MO şi C2; - 3 plăci cu dimensiunile 69,7 x 64 x 3 mm obţinute prin turnare în formă de cupru; - 3 plăci cu dimensiunile 69,7 x 64 x 1,5 mm obţinute prin turnare în formă de cupru; - 6 sortimente de bandă amorfă obţinute prin turnare pe tambur rotitor cu viteza de 30, 33 şi 36 m/s pentru compozitia C1 şi cu viteza de 36 m/s pentru compoziţiile C1M, C1MO şi C2.

145

C1M C1MO C2 a) Material de amorfizat precursor

C1 M -3 mm C1 MO- 3 mm C2-3mm C1 M -1,5mm C1 MO -1,5 mm C2 -1,5 mm

b) ME obţinute prin metoda turnării în formă de Cu

C1 30 m/s 33 m /s 36 m/s

C1 M C1MO C2 36 m/s c) ME obţinute prin metoda turnării pe tambur rotitor

Fig. 80. Modele experimentale obţinute în cadrul prezentei faze: a) Material pentru amorfizare, b) ME obţinute prin metoda turnării în formă de Cu, c) ME obţinute prin metoda turnării pe tambur rotitor

Modelele experimentale obţinute au fost caracterizate după cum urmează:

A. Caracterizare fizica a benzilor realizate Caracteristicile geometrice ale benzilor realizate sunt prezentate în tabelul 30.

Tabelul 30. Caracteristicile geometrice ale benzilor Şarjă/Compoziţie Lăţime, mm Grosime, µm Observaţii 30 m/s/ C1 1,53 30,97 33 m/s / C1 1,87 25,76 36 m/s / C1 2,00 36,08

Benzile au lăţimi şi grosimi relativ uniforme cu toleranţe de ± 0,5 mm pentru lăţime şi ± 2 µm pentru grosime. Pe măsura creşterii vitezei taburului de cupru s-a observat o creştere a lăţimii benzii concomitent creşterea fragilităţii materialului

C1M 1,32 30,00 C1MO 1,35 30,00 C2 1.66 30,00

Modificare cu Zr a compozitiei C1 conduce la crsterea fluiditatii topiturii. S-au obtinut benzi de lungimi de ordinul a zecilor de metri

B. Deteminarea temperaturilor de transformare amorf-cristalin Probele de Compozitie C1 sub forma de benzi sunt formate dintr-un material de tip amorf-cristalin,

curbele DSC experimentale fiind prezentate în figura 81.

146

Fig. 81. Curbele experimentale DSC înregistrate pentru benzile de material

S1, S2 şi S3 aferente compoziţiei C1 În conformitate cu alura curbelor obţinute s-ar putea trage concluzia că materialul de compoziţie C1 prezintă

proprietăţi specifice materialelor de tip sticlă metalică. Totuşi având în vedere temperaturile mari de transformare vitros-cristalin şi coroborând cu analizele de difracţie care pun în evidenţă picurile de cristalizare specifice fazei austenitice FeNi, pare improbabilă existenţa zonei de suprarăcire (ΔTx = Tx-Tg) aşa cum se observă în tabelul 31.

Considerând improbabil existenţa picului Tg, proprietăţile termice specifice unui material care prezintă transformare vitroasă amorf-cristalin prezentate în figura 18 şi în tabelul 15 sunt mai degrabă ipotetice, o mai corectă interpretare a picurilor de transformare evidenţiate de curbele DSC putând fi pusă pe seama transformărilor în fază solidă din materialul de compoziţie C1.

În fig. 82 se prezinta graficul TG-DSC pentru compozitia C1M. Se observă că temperatura de tranzitie vitroasa Tg are valoarea de 547oC iar temperatura de cristalizare Tx, are valoarea de 639oC, rezultand parametrii materialului vitros prezentati în tabelul 31.

Tabelul 31. Proprietăţile termice ale materialului de compoziţie C1 Compoziţie/ şarjă

Tx [oC]

Tg [oC]

Tl [oC]

ΔTx = Tx-Tg, [oC]

Trg = Tg/Tl

γ = Tx/(Tg+Tl) δ = Tx/(Tl-Tg)

C1 1126/1260 827 1463 299 0.56 0.49 1.77 C1S.1 1101/1256/1409 996 >1500 105 0.66 0.44 2.18 C1S.2 1178/1257/1406 895 >1500 283 0.59 0.45 1.95 C1S.3 1149/1259 1021 1424 128 0.72 0.47 2.85 C1M 639 546 1440 93 0.379 0,32 0,71

Fig. 82. Curba experimentala DSC pentru compozitia C1M

147

C. Determinarea fazelor formate

În figura 83 se prezintă imaginile de difracţie obtinute pentru materialul C1 probele S1, S2 şi S3.

Fig. 83. Imaginile de difracţie ale compoziţiei C1 probele S1, S2 şi S3

În figurile 84-87 se prezintă imaginile de difractie obţinute pentru materialele C1M, C1MO realizate

prin solidificare în matriţă de Cu, iar în tabelele 32 şi 33 se prezintă parametrii reţelei cristaline ale fazelor indexate.

Fig. 84. Imaginile de difracţie ale compoziţiei C1M – Placa de 1,5 mm grosime

Fig. 85. Imaginile de difracţie ale compoziţiei C1MO – Placa de 1,5 mm grosime

148

Tabelul 32. Parametrii retelelor cristaline ale fazelor indexate în materialele sub formă de placă cu grosimea de 1,5 mm

Fisa PDF Denumire faza cristalografica Formula

Sistem de cristalizare Grup spatial a (A) b (A) c (A)

PDF 03-065-7753 Kamacite, syn Fe10.8 Ni Cubic Im-3m (229) 2,8707 PDF 01-083-1259 Iron Silicon Fe2 Si Hexagonal P-3m1 (164) 4,0520 5,0860PDF 01-073-2144 Wustite, syn Fe.942 O Cubic Fm-3m (225) 4,2800

PDF 00-054-0370

Chromium Nickel Silicon Cr13 Ni5 Si2 Tetragonal P42/mnm (136) 8,7786 4,5821

PDF 00-047-1027 Nickel Zirconium Ni10 Zr7 Orthorhombic C2ca (41) 1,2385 9,1540 9,2160

PDF 03-065-4664 Chromium Iron Cr Fe4 Cubic Im-3m (229) 2,8664 Materialele din compoziţia C1M şi C1MO turnate în matriţa de cupru cu grosimea de 1,5 mm sunt de tip

multifazic conţinând o fază majoritară de Fe-Ni de tip cubic cu feţe centrate şi cel putin 3 faze minoritare identificate ca fiind faze intermetalice Fe2Si cristalizat în sistem hexagonal, Cr13Ni5Si2 cristalizat în sistem tetragonal, Ni10Zr7 cu reţea de cristalizare ortorombică şi CrFe4 cu reţea de cristalizare cubică.

Fig. 86. Imaginile de difracţie ale compoziţiei C1M – placa de 3 mm grosime

Fig. 87. Imaginile de difracţie ale compoziţiei C1MO – placa de 3 mm grosime

149

Tabelul 33. Parametrii reţelelor cristaline ale fazelor indexate în materialele sub forma de placa cu grosimea de 3 mm

Fisa PDF Denumire faza cristalografica Formula

Sistem de cristalizare Grup spatial a (A) c (A)

PDF 01-089-4186 (Tune Cell) Iron Fe Cubic Im-3m (229) 2,94931 PDF 03-065-7753 Kamacite, syn Fe10.8 Ni Cubic Im-3m (229) 2,87070 PDF 01-081-1325 Zirconium Oxide Zr0.952 O2 Tetragonal P42/nmc (137) 5,14349 5,26957PDF 01-072-0528 Chromium Oxide Cr3 O Cubic Pm-3n (223) 4,54400

Solidificarea în forma de cupru a plăcilor cu grosimea de 3 mm conduce la formarea unei matrice de Fe şi a unei soluţie solide de Ni în Fe cu reţea de cristalizare cubică şi formarea unor oxizi de Zr şi Cr.

În cazul benzilor solidificate rapid cu viteza de 36 m/s, toate compoziţiile C1M, C1MO şi C2 solidifica sub formă de benzi amorfe sticlă metalică aşa cum se observă şi din figura 88 şi tabelul 34.

Fig. 88. Imaginile de difracţie comparative ale compoziţiilor C1M, C1MO, C2

Tabelul 34. Parametrii reţelelor cristaline

Fişa PDF Denumire fază cristalografică Formula

Sistem de cristalizare

Grup spaţial

Fişa PDF

PDF 00-006-0696 Iron, syn Fe Cubic

Im-3m (229) 2,8664

A fost calculat gradul de cristalinitate/amorficitate al eşantioanelor analizate conform formulelor de

calcul:

teamorficitatatecristalini

globalăAria

redusăAriaglobalăAriateamorficita

%100%

100%

În tabelul 35 se prezintă gradul de cristalinitate obţinut în materialele solidificate în forma de cupru. Tabelul 35. Gradul de cristalinitate al materialelor elaborate sub formă de plăci de diferite grosimi

Cod probă

Domeniu unghiular (2theta)

Aria globală (cpsxdeg)

Aria redusă (cpsxdeg) % Cristalinitate % Amorficitate

C1M 943.8 439.8 46.6 % 53.4 % C1MO 920.8 540.2 58.7 % 41.3 % C2

10-100 1157 605.4 52.3 % 47.7 %

150

Considerând peakurile principale ale fiecărui spectru, cu intensitatea cea mai mare, s-a calculat dimensiunea medie de cristalit, Dhkl, utilizând ecuaţia Scherrer:

cosFWHM

kDhkl ,

unde k este o constantă, adimensională, numită factor de formă, de obicei avand valoarea 0.9, este lungimea de undă a radiaţiei X folosite, în acest caz 78897.1 Å, FWHM (full width at half the maximum intensity) este lărgimea la semi-înălţimea peakului. θ este unghiul Bragg la care are loc reflexia, hkl sunt indicii Miller asociaţi planului cristalografic. În tabelul 36 se prezintă dimensiunea medie de cristalit precum şi parametrul reţelei cristaline din materialele elaborate. Tabelul 36. Parametrul reţelei cristaline şi dimensiunea medie de cristalit din materialele realizate sub formă de plăci dediferite grosimi

Proba Planul cristalografic (hkl)

Dimensiunea medie de cristalit Dhkl

(nm) aexp(A)

(111) 43,68 3,58412C1M (200) 43,58 3,58430(111) 42,52 3,58056C1MO (200) 42,16 3,58682(111) 49,32 3,58479C2 (200) 36,77 3,58770

D. Analiza microstructurală prin microscopie electronică În figura 89 se prezintă imaginea de ansamblu a microstructurii materialelor solidificate sub formă de

benzi.

Fig. 89. Proba S2 Microscopie electronica, x 500

Se observă că benzile solidifică cu un gradient pe grosime, zonele de margine fiind mai subţiri. Microanaliza chimică cantitativă EDAX efectuată pe zona 1 şi zona 2, prezentată în tabelul 37.

Tabelul 37. Microanaliza chimica cantitativa a materialelor cu compozitie C1

Zona 1 Zona 2 % at % masice % at % masice

Fe 66.89 69.81 65.98 69.28 Cr 17.12 16.63 16.54 16.17 Ni 9.04 9.91 9.25 10.21 Si 6.95 3.65 8.23 4.35

Se remarcă o variaţie a compoziţiei chimice între zona subţire şi zona groasă mai mică de 1%. În fig.

90 a) şi b) se prezintă spectrele de energie dispersivă ale celor 2 zone.

151

a) Zona 1 b) Zona 2

Fig. 90. Spectrul de energie dispersivă înregistrat pe materialul de compoziţie C1

În figura 91 se prezintă detalii microstructurale în materialele sub formă de benzi de compoziţie C1.

X 5000 X 200000

Fig. 91. Detalii microstructurale în materialul de compoziţie C1

Se observă că benzile de compoziţie C1 au o structură cristalina dendritică cu ramuri dendritice primare orientate aleator şi ramuri dendritice secundare foarte fine. La măriri mari în interiorul ramurilor dendritice se observa existenta unei structuri nanocristaline cu dimensiuni de ordinul a 15–30 nm.

Referitor la distributia elementelor de aliere în matricea metalica cu baza fier, se observă în figura 92 ca elementele de aliere intră în componenţa soluţiei solide cu baza Fe, distributia acestora în matrice fiind foarte omogenă.

Fig. 92. Distribuţia elementelor de aliere în matricea metalică

152

E. Caracterizare mecanică În figura 93 se prezintă curbele rezistenţă – deformaţie înregistrate pentru probele realizate din

materialul de compoziţie C1 cu grosimea de 3 şi respectiv, 1,5 mm utilizând modul în compresie, iar în figurile 94 şi 95 comportarea la îndoire a acestuia.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45

Deformation [mm]

Str

eng

th [

MP

a]

1.5 mm

3 mm

Fig. 93. Curbele rezistenţă mecanică – deformaţie obţinute pentru probele realizate din compoziţia C1

Fig. 94. Curbele forţă de îndoire-deformaţie pentru proba confecţionată de materialul de compoziţie C1 cu grosimea de 3 mm

Fig. 95. Curbele forţă de îndoire-deformaţie pentru proba confecţionată de materialul de compoziţie C1 cu

grosimea de 1,5 mm

În figurile 96, 97 şi 98 se prezintă curbele rezistenţă la tracţiune – deformaţie obţinute pentru benzile realizate din compoziţia C1, C1M şi C2 la viteza de solidificare de 36 m/s.

153

Fig. 96. Curba rezistenta la tractiune – deformaţie obţinută pentru benzile realizate din compozitia C1 cu viteza de

solidificare de 36 m/s

Fig. 97. Curba rezistenţa la tracţiune – deformaţie obţinută pentru benzile realizate din compoziţia C1M cu viteza

de solidificare de 36 m/s

Fig. 98. Curba rezistenţa la tracţiune – deformaţie obţinută pentru benzile realizate din compoziţia C2 cu viteza de

solidificare de 36 m/s

La testul de compresiune probele nu s-au distrus la forţa maximă de testare în compresie permisă de maşina de încercare de 20 kN, proba cu grosime de 3 mm prezentând o rezistenţă la compresiune de 729,77 MPa, iar cea de 1,5 mm prezentând aproape o dublare a valorilor de rezistenţă la respectiv 1365,8 MPa, pentru deformaţii corespunzătoare de 0,45 mm şi respectiv, 0,44 mm.

În tabelul 38 se prezintă valorile rezistenţei mecanice (Rm), rezistenţei la curgere (Rp0.2), ale modulului Young (E) şi alungirii (A) ale materialului C1 înregistrate după efectuarea testelor de îndoire.

154

Tabelul 38. Proprietăţile mecanice la îndoire ale probelor realizate din materialul de compoziţie C1 Grosimea probei [mm] Rm [MPa] Rp0.2 [MPa] E [GPa] A [%] 1.5 1492.36 956.79 190.24 2.03 3 1294.52 804.34 175.55 2.10

Se observă că proba cu grosime de 1,5 mm prezintă valori ale rezistenţei mecanice ale limitei de curgere şi ale modulului de elasticitate mai mari decât cele înregistrate pentru proba cu grosime de 3mm, în timp ce alungirea materialului este mai mare în cazul probei cu grosimea de 3 mm. Totuşi aceste valori ale alungirii de numai 2 % sunt corespunzătoare unui material dur şi fragil.

În figura 99 sunt prezentate valorile medii ale caracteristicilor mecanice ale benzilor solidificate rapid rezultate din medierea a 3 teste de încercare la tracţiune.

Fig. 99. Proprietăţile mecanice ale benzilor solidificate rapid de compoziţie C1

Tabelul 39. Proprietăţile mecanice ale benzilor solidificate ultrarapid realizate din C1 - tracţiune

v m/s 30 33 36E GPa 2.85 1.59 7.9Rp0.2 MPa 7.86 5.31 18.87Rm MPa 40.04 25.48 51.69A % 3.75 2.68 2.98

Din fig. 99 şi tabelul 39 se observă că cele mai bune proprietăţi mecanice le prezintă benzile obţinute

prin solidificare rapidă cu viteza de 36 m/s. Ca o remarcă generală, toate materialele din compoziţia C1 prezintă doar o deformare elastică care este precedată direct de rupere fără apariţia zonei de deformare plastică, indicând slaba plasticitate şi ductilitate a acestor materiale.

În tabelul 40 se prezintă valorile medii ale proprietăţilor mecanice ale benzilor răcite ultrarapid obţinute din compoziţiile C1M, C1MO şi C2 (media a 3 măsurători). Tabelul 40. Proprietăţile mecanice ale benzilor răcite rapid obţinute din C1M, C1MO şi C2

C1M C1MO C2 Rm MPa 1047,04 - 489,51 A % 1,46 - 5,78 Deformare mm 0,87 - 0,58

În cazul compoziţiilor modificate cu Zr se observă o creştere importantă a rezistenţei mecanice a

materialelor faţă de compoziţia C1, dar per ansamblu, materialele au o comportare mecanică similară cu a compoziţiei C1 în sensul ruperii fără apariţia zonei de deformare plastică. Compoziţia C1MO nu a putut fi testată din punct de vedere al proprietăţilor mecanice datorită fragilităţii ei foarte mari.

155

În urma studiului bibliografic privind metodele de îmbunătăţire a ductilităţii sticlelor metalice au fost identificate 4 metode şi anume: - Obţinerea de nanocristale disperse prin devitrifierea parţială a sticlei metalice, - Adăugarea de particole cristaline în topitură înainte de turnarea acesteia, - Turnarea aliajului în jurul unei faze secundare de particole sau fibre - Precipitarea din topitură a unei faze intermetalice denditrice.

Cea mai utilizată metodă de obţinere a compozitelor cu matrice amorfă este prin devitrifierea parţială a sticlei metalice, metodă care a fost propusă pentru utilizare în cadrul etapelor viitoare.

In cadrul lucrarii PN09350201 :

Obiective atinse in cadrul temei derulate au fost: Sistem de stocare a energiei cinetice; Acumulator LaNi5; Acumulatori Pb – acid cu densităţi de energie crescute; Concepţia şi proiectarea unui reactor de biogaz; Aspecte energetice in procese osmotice; Generator electric supraconductor cu excitaţie cu magneţi permanenţi.

O1. Proiectare model optimizat de sistem cu volant pentru aplicaţie de tip UPS (500W, 12.000 rot/min, timp de360sec): - breviar de calcul , simulare, elaborare proiect execuţie maşina electrica; - Proiect acţionare. O2. Obţinerea aliajelor pentru suport catodic si suport anodic: - Obţinere aliaj pentru suport catodic , caracterizare - Obţinere aliaj pentru suport anodic, caracterizare O3. Materiale compozite pentru grile suport (anod si catod). - documentare privind solutii viabile propuse spre experimentare (materiale si metode). - documentaţia cu influenta adaosurilor de carbon asupra grilei metalice. - elaborare soluţie tehnica privind dezvoltarea unor game de materiale pentru baterii Pb-acid cu densităţi de energie imbunatatite. - documentatie structurata pentru materiale pentru paste (material activ pentru anod si catod). O4. Conceptia si proiectarea unui reactor de biogaz de 10 mc. - Proiect reactor O5. Membrane si procese de membrana - Studiu privind procesele de membrana având ca forţa motrice concentraţia; - Mecanisme de transport al speciilor ionice sau moleculare. O6. Optimizare proiect execuţie pentru generator electric supraconductor cu excitaţie magneţi permanenţi. Proiect optimizat pentru generator F2.

Generator electric supraconductor cu excitaţie cu magneţi permanenţi. Realizarea prototipului instalaţiei uşoare de foraj FA 100. Sistem de stocare a energiei cinetice.

O1. Execuţie model experimental de generator Rezultate: Model experimental de generator O2.Realizarea prototipului instalaţiei uşoare de foraj puţuri apa FA 100 - Realizare prototip instalaţie; - Testare prototip O3.Realizare model experimental. Testare - Execuţie model functional; -Testare functionala 500W,12000 rot/min; -Timp de pornire 360 sec. F3: Realizare materiale compozite pentru grile suport (anod si catod) pentru acumulatori Pb-acid, cu densitati specifice

de energie (W/kg) marite;

156

Membrane destinate procesului de osmoza directa; Exploatarea a instalatiei de foraj FA 100 la realizarea de puturi tubate, puturi netubate, puturi de apa de medie

adâncime O1: Realizare materiale compozite pentru grile suport ( anod si catod) pentru acumulatori Pb-acid cu densitati specifice de energie (W/kg) marite; - Experimentari privind obtinerea de structuri carbonice (ex. fibre, fibrile, granule) acoperite/impregnate cu plumb prin metode chmice si/sau fizice de depunere (ex. cementare, infiltrare)/ substrat aluminiu/strat intermediar Cu –Sn/Pb , cu rezistivitati electrice 30-70 cm, rezistenta la rupere ~ 17MPa

- Evaluarea proprietăţilor de conducţie si rezistenta mecanica ;Al/Pb in vederea realizarii de materiale compozite destinate obtinerii de grile suport.

O2: Obţinere de filme auto-asamblabile - Procese de auto-asamblare : studiu teoretic - Experimentări privind obţinerea de filme auto-asamblabile pe baza de oxid de grafena O3: Exploatarea a instalatiei de foraj FA 100 la realizarea de puţuri tubate, puţuri netubate, puţuri de apa de medie adancime. - Proceduri de lucru. F4. Reducerea consumului de energie şi a amprentei de carbon prin optimizarea fabricatiei condensatoarelor

si vaporizatoarelor, ca parti ale pompelor de caldura. Experimentari generator electric supraconductor de curent alternativ cu magneti permanenti O1: Optimizarea protectiei climatice si a eficientei energetice a radiatoarelor din aluminiu. -Studiul privind procesul de transfer termic la radiatoarele din aluminiu - Determinari comparative de conductie termica pentru diverse straturi de protectie climatica. O2: Experimentari generator electric supraconductor de curent alternativ cu magneti permanenti F5:

Dezvoltarea si testarea unor sisteme de transport direcţionat al energiei in vid sau in aer. Proiectarea instalaţiei de foraj cu acţionare hidraulica FA150.

O1:Raport privind evaluarea posibilităţilor de dezvoltare si testarea unor sisteme de transport direcţionat al energiei in vid sau in aer. Selectarea aplicaţiilor ce utilizează transportul direcţional al energiei .Prezentarea configuraţiilor experimentale propuse a fi cercetate. O2: Realizarea breviarului de calcul pentru FA 150 cu acţionare hidraulica; Proiectarea instalaţiei de acţionare hidraulica pentru FA 150. F6: Baterie Pb-acid cu densităţi crescute de energie Creşterea eficientei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi

progresive, utilizate in exploatarea zăcămintelor de petrol si gaze

Lagăr magnetic radial axial cu magneţi permanenţi utilizabil la sisteme de stocare a energiei cinetice pe principiul rotii volante.

O1: Evaluarea proprietăţilor electrochimice ale structurilor compozite Al-Cu-Pb pentru grile utilizate in bateriile Pb-acid. Concepţie grile; O2: Analiza posibilităţilor de creştere a eficientei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive, utilizate în exploatarea zăcămintelor de petrol şi gaze. Stabilirea soluţiilor tehnice constructive si funcţionale pentru un echipament de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive. O3: Soluţie constructivă, calcul şi simulare numerica pentru lagăr magnetic cu forţa axiala maxima 500 N si turaţia maxima de funcţionare: 8000rpm F7: Concepţie – dimensionare şi dezvoltarea unui sistem experimental de motor liniar pentru lansare

electromagnetica. Stand de încercare pentru lagăre magnetice radial axiale cu magneţi permanenţi, utilizabile la sisteme de

stocare a energiei cinetice pe principiul roţii volante. O1: Definire concept teoretic

157

Definire concept de realizare. Dezvoltare şi testare preliminară model experimental. Caracteristici: Tip model: RAIL GUN; Mecanism de funcţionare – forţa Lorentz dezvoltata intre linia de curent închisă prin proiectil si linia de curent conducătoare Energia transmisa proiectilului (energia pulsului de curent) – 247J Lungimea caii de curent conducătoare – 15 mm Rezultate: - ME de motor liniar pentru lansare electromagnetica; - Tehnologie de realizare ME O2: Proiect de execuţie pentru stand de încercare lagăre magnetice cu forţa axială max. 500 N si turaţia de funcţionare max. 8000rpm. F8: Membrane destinate procesului de osmoza directa; O1: Caracterizări fizico-chimice filme auto-asamblate pe baza de oxid de grafenă; F9: Creşterea eficientei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive, utilizate in exploatarea zăcămintelor de petrol si gaze.


Faza 1: „Optimizare model experimental de os sintetic pentru reparaţii în neurochirurgie” a) Optimizare caracteristici reologice barbotine ceramice HAP In scopul obtinerii de suspensii coloidale este necesar utilizarea de pulberi ceramice cu suprafata specifica mica deoarece, pulberile ceramice cu suprafata specifica ridicata prezinta tendinta ridicata de a forma aglomerate. In acest sens, temperatura de calcinare de 1100˚C pentru pulberile ceramice de HAP, se considera o temperatura optima prin care se obtin pulberi ceramice cu compus majoritar HAP, stabil la temperaturi ridicate (temperatura de sinterizare produse ceramice). Proprietati de curgere ale suspensiilor ceramice au fost adaptate astfel incat sa corespunda valorilor de reologie cerute in conditii de procesare. Acest lucru s-a realizat prin optimizarea tipului si cantitatii de dispersant, a cantitatii maxime de pulbere ceramica din suspensii, cat si prin forma si distributia particolelor de pulbere ceramica (HAP). O temperatura de calcinare ridicata a permis elaborarea de suspensii coloidale cu concentratie ridicata de faza solida. S-au obtinut si folosit suspensii ceramice cu min. 69% HAP, si caracteristici reologice optime pentru turnarea in forme de ipsos- in fazele anterioare au fost folosite suspensii ceramice cu concentratii de 67,5% HAP. b) Optimizare tehnica de turnare barbotine ceramice in forme de ipsos Inainte de etapa de turnare in forme de ipsos suspensiile ceramice sunt supuse procesului de degazare/dezaerare pentru indepartarea gazelor/aerului „sechestrate” intre aglomeratele de particule. Pentru distrugerea/spargerea aglomeratelor de particule ceramice sistemul este supus unui tratament cu ultrasunete (in baia cu ultrasunete), dupa care se omogenizeaza prin amestecare mecanica (moara planetara). Suspensia omogena obtinuta este in final tratata pentru dezaerare intr-un sistem de vidare cuplat cu un exicator cu capac prevăzut cu robinet, un agitator magnetic şi o pompă de vid cu membrană (1...10 torr). c) Elaborare modele experimentale cu caracteristici optimizate Produsele au fost caracterizate din punct de vedere compozitional (DRX; FT-IR), structural (SEM), al proprietatilor fizice (densitate, porozitate, contractie), si al caracteristicilor mecanice (rezistenta mecanica la incovoiere şi in comptresie). Modelele experimentale optimizate au prezentat caracteristicile:

- densitate produse fasonate (pe crud- nearse) : 54-62% din densitatea teoretica; - porozitate totala (produse sinterizate), PT = 20-40%; - rezistenta mecanica, σ = min. 40MPa

Rezultate exoerimentale

158

Fig.1. Variatia vascozitatii cu procentul de dispersant pentru bulberea ceramica HAP calcinata la 1100˚C-4h

Din figura 1 se constată că, o concentraţie de dispersant în domeniul 0,7-1,5% reprezintă valori optime de dispersant, pentru prepararea de suspensii ceramice HAP omogene si stabile, cu buna fluiditate; cele mai mici valori ale vascozitatii aparente sunt cuprinse în domeniul 5-6mPa.s). Profilul curbelor de curgere (vâscozitate şi tensiune de forfecare) funcţie de gradientul de viteză (pentru proba M3) este prezentat in figura 2.

Fig.2. Curbe de curgere pentru barbotine ceramice cu concentratii de faza solida de la 67,5%, proba M3 Tabel 1. Curbe de reologie pentru barbotine ceramice optimizate in ceea ce priveste concentratia

Proba Vascozitatea aparenta [mPa.s]

Tensione de forfecare [Pa]

M3/M4 - 1 1213 / 1213 36 / 45,4 M3/M4 - 2 2830 / 808 61 / 56 M3/M4 - 3 5.256 / 10.108 108 / 175 M3/M4 - 4 4.852 / 1213 114 / 126

Profilul curbelor de curgere este de tip non-Newtoian si pseudoplastic, pentru toate barbotinele ceramice. Valoriale pentru vascozitatea aparenta si tensiunea de forfecare pentru barbotinele M4-2 sunt cele mai mici (tabelul 1) putand fi considerate optime pentru concentratia de 71% . Tabel 2. Curbe de reologie pentru barbotine ceramice optimizate in ceea ce priveste % dispersant

Proba Vascozitatea aparenta [mPa.s]

Tensione de forfecare [Pa]

M3/M4 - 4 2.852 / 1213 114 / 126 M3/M4 - 6 2.4262 / 808 67 / 40 M3/M4 - 7 4.043 / 2.022 82 / 50

In concluzie, cresterea cantitatii de dispersant la 1,5%, pentru barbotine ceramice HAP cu concentratia de 69% a fluidizat aceste barbotine, valorile pentru curbele de curgere (vascozitate si tensione de forfecare) sunt cele mai reduse (808mPa.s pentru vascozitate si respectiv, 40Pa pentru tensiunea de forfecare). Barbotinele ceramice cu procentul de dispersant de 1,5% sunt considerate barbotine optimizate, cu caracter pseudoplastic.

159

Fig. 3. Flux tehnologig elaborare ME si Instalatie de dezaerare a barbitinei ceramice cu exicator si sistem de vidare

Tabelul 3. Caracteristicile de porozitate si rezistenta mecanică pentru modelele experimentale optimizate

Faza 2: „Elaborare şi caracterizare model experimental de implant cranian” Modelele experimentale de proteză pentru implanturi craniene au fost realizate din pulberi ceramice pe bază de hidroxiapatită (HAP), fasonate prin tehnica de turnare în forme de ipsos din barbotine ceramice. Modelele experimentale au fost caracterizate din punct de vedere compoziţional (prin măsuratori de difracţie de raze X şi FT-IR), structural (măsuratori de microscopie electronica, SEM) şi al caracteristicilor fizico-mecanice (densitate, porozitate, contracţie, rezistenţă la încovoiere şi în compresie). Materiale utilizate - pulbere ceramica HAP (min. 95% HAP), calcinata la 1100°C-4h - dispersant (Na-PAA): 1-1,50%; din HAP, (g) Caracterizare modele experimentale elaborate Caracterizări compoziţionale (DRX; FT-IR) In figura 4 sunt prezentate difractogramele pentru cele doua variante de model experimental, prezentând numai picurile caracteristice compusului HAP. Pentru comparaţie este prezentată şi difractograma compusului HAP

Proba Tsint

[°C]

PT

[%]

Rez. mecanica

[MPa]

Tsint

[°C]

PT

[%]

Rez. mecanica

[MPa]

Proba

OS- D 1300°C-2h 14,87 63,50 1300°C-2h 18,12 57,43 OS-DO

OS- P 1250°C-2h 24,87 33,78 1250°C-2h 28,75 26,14 OS-PO

• conc. suspensii: 67,5% • % dispersant : 0,7%

Legenda: OS-D = produs dens; OS-P = produs poros

• conc. suspensii: 69% • % dispersant : 0,7…1,5% • Porogen: 1,5%; … (NH4HCO3)

160

Fig. 4. Difractogramele modelelor experimentale de proteze craniene (OS-D; OS-P) elaborate prin turnare în forme de ipsos şi calcinate la 1250-1300°C

Spectrele IR pentru cele două tipuri de modele experimentale, prezentate în figura 5, prezintă picurile caracteristice compusului HAP, uşor lărgite datorită unor substituţii de CO3 din atmosferă.

Fig. 5. Spectre IR pentru modelele experimentale elaborate (OS-D/OS-P) prin turnare din barbotina ceramica HAP, în forme de

ipsos, şi calcinate la 1250-1300°C Caracteristic pentru cele doua variante de modele experimentale sunt picurile de la 1090; 965; 631cm-1 caracteristice gruparilor PO4

3-; 3573-3574cm-1, caracteristice gruparii OH-, si respectiv, picurile de la 875 si 1469cm-1, reprezentative gruparii CO3

2-. Impurificare cu CO3 sunt prezentate prin picurile caracteristice acestei grupari, la numarul de unda de 875,76, 1468,55 si 1412,27cm-1.

Caracterizare structurală (SEM) Figura 6 prezintă microfotografiile pentru modelele experimentale elaborate, la o marire de 20.000 ori.

Fig. 6. Microscopie electronică pentru modelele experimentale (a: OS-D; b: OS-P), marire x 20.000

Habitusul granulelor de hidroxiapatita, conform figurii 5 este de tip hexagonal. Dimensiunea medie a granulelor de HAP este in domeniul 1-3μm; exista si asocieri/conglomerate de granule (formate odata cu creşterea temperaturii de sinterizare), cu dimensiuni variabile. Caracterizare fizică şi mecanică (densitate, porozitate şi rezistenţa la încovoiere şi în compresie) Epruvetele ceramice sinterizate în intervalul de temperaturi 1250-1300°C au fost măsurate (diametru şi lungime) şi cântarite. Valorile medii pentru câte 5 pobe din fiecare grup de sinterizare au fost luate în calcul şi sunt prezentate în tabelul 4. Tabelul 4. Valori medii ale densităţii, porozităţii şi contracţiei pentru modelele de implant cranian

Nr. crt.

Proba Densitate, [g/cm3]

Porozitate, [%]

Contractie. [%]

1. OS – D 2,67 15,40 12,45 2. OS - P 2,55 19,42 9,60

In concluzie, valorile de porozitate obţinute pentru cele două modele experimentale se încadrează in domeniul de valori preconizate pentru aplicaţia propusă (10-20%).

161

Caracteristici mecanice Valorile pentru rezitenţa la încovoiere şi în compresie (conform rapoartelor de încercări) prezintă un grad de dispersie. Eliminand valorile extreme pentru cele doua tipuri de măsurători, şi prin prelucrarea rezultatelor s-au obtinut valorile medii, prezentate în tabelul 5. Tabel 5. Valori medii ale rezistenţelor mecanice pentru modelele experimentale elaborate, sinterizate la 1250-1300°C.

In concluzie, cele două tipuri de modele experimentale prezintă valori medii ale rezistenţei mecanice (rezistenta la incovoiere si in compresie) in conformitate cu valoriale preconizate pentru aplicaţia propusă, si in concordanta cu valoriale comunicate in literatura de specialitate pentru astfel de produse elaborate prin tehnica de turnare in forme de ipsos, din barbotine ceramice HAP. Grosime model experimental de proteză de implant cranian Modelele experimentale de proteză de implant cranian au fost realizate sub formă de calotă sferică, de grosime 3...6mm (în conformitate cu datele din literatură-grosimea medie a osului cranian este de 3-5mm) [1]. Grosimea acestora se poate regla prin modificarea caracteristicilor barbotinelor ceramice, dar şi prin modificarea variabilelor de proces- timpul de turnare în matriţele de ipsos.

Fig. 6. Model experimental de proteză de implant cranian, obţinută prin turnarea de barbotină ceramică HAP în formă de ipsos, comparativ cu un model existent pe piaţă.

Grosimea medie pentru modelele experimentale elaborate a fost de ~ 3,5mm. [1] R. Chrzan, A. Urbanik, K. Karbowski, et.al., Cranioplasty prosthesis manufacturing based on reverse engineering technology, Med Sci Monit, 2012: 18(1): MT1-6 Faza 3: „Elaborare şi caracterizare pulbere ceramică HAP pentru realizarea de implanturi craniene prin prototipare rapidă (PR)” Scopul lucrării a constat în elaborarea şi caracterizarea de pulberi ceramice HAP, si prepararea unui lot experimental de pulbere ceramică HAP pentru experimentări preliminare de prototipare rapidă (PR). 1. Elaborare pulberi ceramice pe bază de hidroxiapatită Metoda de preparare si condiţiile experimentale influenţează puternic proprietăţile chimice si fizice ale hidroxiapatitei, care sunt în strânsă dependenţă de reactivitatea chimică [18]. Au fost elaborate pulberi ceramice micrometrice din HAP, obtinute prin reactii de sinterizare in faza solida, folosind două categorii de materii prime, astfel: A. Materii prime NH4H2PO4 şi CaCO3, de provenienţă Merck. B. Materii prime CaHPO4·2H2O şi CaCO3, de provenienţă Fluka; Pentru experimentări au fost elaborate trei categorii de pulberi ceramice HAP, tabel 6: Tabel 6. categorii de pulberi ceramice HAP si condiţiile de elaborare

Pulbere ceramică HAP Materii prime Condiţii elaborare

HAP - I Tip A - calcinare: 950°C- 1h/ - măcinare (2h); - re-calcinare: 1125°C-3h/ mojarare/cernere

(45- 63μm) HAP – II Tip A - calcinare: 1125°C-4h/ mojarare/cernere HAP - III Tip B - calcinare: 1125°C-4h/ mojarare/cernere

Rezistenţa la încovoiere, [MPa]

Rerzistenţa în compresie, [MPa]

Proba Proba OS - D ~55 OS - D ~ 46 OS - P ~32,50 OS - P ~ 33

ba

162

Fig. 7. Difractogramele DRX şi spectrele IR pentru pulberile ceramice HAP experimentale (HAP I-III) calcinate la 1125°C Tabel 7. Dimensiuni cristalit pentru modele experimentale elaborate

Tip Pulbere ceramică HAP

Dimensiune medie de cristalit [Å]

HAP-I 1162,1 HAP-II 857,6 HAP-III 830,9

Calculul dimensiunii medii de cristalit s-a efectuat pentru peak-ul cel mai intens situat la 2θ = 31,7720 şi h,k,l = 2,1,1 2. Realizare lot experimental de pulbere ceramică HAP (HAP – LE) Cerinţe tehnice pentru lotul experimental Datorită limitărilor tehnicii de fasonare prin turnare în formă de ipsos din barbotine ceramice, referitor la realizarea de structuri 3D, cu un contur exact comparabil cu defectul osos cranian, s-a recurs la utilizarea tehnicii de prototipare rapidă, procedeul SLM (Selective Laser Melting), o variantă adaptată pentru o cantitate redusă de pulbere ceramică (~ 300g). Cerinţele selectate pentru lotul experimental în vederea experimentărilor preliminare de prototipare rapidă au ţinut cont de informaţiile din literatura de specialitate şi cele referitoare la dispozitivul de lucru si constau în:

‐ compoziţie: hidroxiapatită (min. 95%); ‐ dimensiune granule ceramice: in intervalul 45-63μm. ‐ cantitate: 300-350g;

Determinarea granulozităţii şi colectarea fracţiei granulometrice 45-63μm s-a realizat in conformitate cu SR EN 933-1: 2012- Incercări pentru determinarea caracteristicilor geometrice ale agregatelor. Partea 1: Determinarea granulozităţii. Analiza granulometrică prin cernere. Caracteristici lot experimental (HAP – LE) Difractograma compusului HAP-LE, prezentată în figura 8 este reprezentativă pentru compusul hidroxiapatita, picurile caracteristice aparţinând compusului HAP. Pulberea ceramică HAP este bine sinterizată, cu grad ridicat de cristalinitate.

Fig. 8. Difractograma compusului HAP-LE, sinterizat la 1150°C

163

Fig. 9. Spectrul FT-IR şi Microscopie electronica pentru compusul HAP-LE, calcinat la 1150°C, marire X20000

Picurile reprezentative aparţin grupărilor OH- (la 3572cm-1); pentru apa adsorbită (la 1643cm-1) si respectiv, pentru gruparea PO4

3- (1090; 965; 631cm-1). O uşoară impurificare cu CO3 este evidenţiată prin picurile caracteristice acestei grupari, la numărul de undă de 1468,55 si 1412,27cm-1. Microfotografia MES prezintă habitusul granulelor de hidroxiapatita de tip hexagonal, sub formă de aglomerate cu dimensiuni >10μm. Aglomeratele sunt constituite preponderent din granule mici de 1÷5μm. Intre aglomeratele de granule există o microporozitate formată din micropori de ~2,5μm, si cazuri izolate de pori de dimensiuni mari ~5 μm.

Densitatea liber vărsată Proba/greutate, [g] Condiţii de lucru Densitate liber vărsată, [g/cm3]

m1= 8,97 ρ1 = 0.3588 m2= 8,97 ρ2 = 0.3652 m3= 8,97 ρ3 = 0.3704 m4= 8,97 ρ4 = 0.3628 m5= 8,97

- amplitudine: 70mm - timp: 30min.

ρ5 = 0.3608 valoare medie: = 0.3636

Fractionare granulometrică Sorturi

Granulatie <45 μm, [%]

Granulatie 45 - 63 μm [%]



HAP-1 17 73 7 3 HAP-2 35 50 10 5 HAP-3 90 10 - - Conditii de lucru: Amplitudine:70; Timp sitare:60minute; Uscare material: - inainte de sitare pulberea s-a uscat in etuva la 110oC; S-a lucrat cu site standardizate din inox de: 45μm, 63 μm, 125 μm, 250 μm,.

A fost realizat lotul experimental din pulbere ceramică HAP (tipul A, HAP-1), fracţia granulometrică 45 - 63 μm, cu densitatea liber vărsată ρ=0.3636g/cm3. Faza 4: „Testare in vitro pe modelele experimentale de implant cranian” Pentru testele de biocompatibilitate au fost utilizate două tipuri de modele experimentale, cu porozitate redusă (dense) şi cu porozitate ridicată (poroase), astfel:

- model experimental cu densitate mare (PT~10%), denumit OS-D; - model experimental cu densitate mică (poros) (PT= max. 26%), denumit OS-P

Modelele experimentale de proteză de implant cranian au fost testate asupra biocompatibilitatii prin teste de salubritate/sterilitate si respectiv, teste de citotoxicitate pe culturi de celule. Testele de salubritate/sterilitate au fost realizate la Directia de Sanatate Publica a Municipiului Bucuresti (DSPMB), Laboratorul de Diagnostic si Investigare in Sanatatea Publica- Examen Microbiologic.

164

Testele de citotoxicitate (realizate in cadrul unui laborator acreditat RENAR-IFIN HH) au constat in principal in teste de difuzie prin agar realizate pe celule L929 si respectiv, teste de viabilitate MTS realizate pe 2 tipuri de celule (L929 si MG-63), si au fost efectuate conform documentelor de referinţă: SR EN ISO 10993-5:2003; ASTM F 895-84:2006 si respectiv, conform protocolului intern PL- BIOEVAL- 03.

Rezultate 1. Testele de salubritate/sterilitate

Rezultatele determinarilor bacteriologice si de sterilitate pentru modelele de implant cranian sunt prezentate in tabelele 8 si 9.

Tabel 8. Teste de salubritate pe modelele de implant cranian

Tabel 9. Teste de sterilitate pe modelele de implant cranian

Conform rezultatelor obtinute (prezentate in rapoarte de incercari- anexate) probele testate manifesta un evident caracter de biocompatibilitate, mediile fiind sterile din punct de vedere microbiologic, si prezentand o absenta a agentilor biologici patogeni clasificati conform HG 1092/2006.

2. Teste de citotoxicitate

2.1. Investigarea citotoxicitatii prin testul de difuzie prin agar Tabel 10. Testul de difuzie prin agar: material ceramic dens/poros, OS-D/OS-P Test Parametrii

testati Control negativ

Control pozitiv

Proba nediluata

Proba diluata 1/2

Proba diluata 1/5

Proba diluata 1/10

Indexul zonei 0 2 0 0 0 0 Indexul de liza

1 3 1 1 1 1 Testul de difuzie prin agar

Indexul raspunsului

0/1 2/3 0/1 0/1 0/1 0/1

Concluzii Citotoxicitate Non-citotoxic

Moderat citotoxic

Non-citotoxic

Non-citotoxic

Non-citotoxic

Non-citotoxic

165

Figura 10. Morfologia fibroblastelor L929 dupa aplicarea mostrelor OS-D/OS-P. Imaginile au fost luate sub microscop (marire

10X); testul de difuzie prin agar

2.2. Investigarea citotoxicitatii prin determinarea viabilitatii (testul MTS) Rezultatele obtinute prin utilizarea acestui test (fig. 11) confirma rezultatele obtinute prin testul de difuzie prin agar. Materialele ceramice testate (OS-D si OS-P) demonstreaza o buna biocompatibilitate pentru ambele linii celulare (L929; MG-63).

Fig. 11. Viabilitatea celulelor L929 si MG-63 tratate si netratate cu extracte ale materialului OS-D/ OS-P (CN-control negativ; CP-

control pozitiv; P- proba extract nediluat; P/2- proba extract diluat de doua ori; P/5- proba extract diluat de cinci ori; P/10-proba extract diluat de 10 ori)

In concluzie, rezultatele obtinute arată că nici unul din cele doua materiale ceramice testate nu prezintă efecte citotoxice, atat extractul OS-D cat si cel OS-P aflat in contact atat cu celulele L929 cat si cu MG-63 nu induce modificari la nivelul viabilitatii acestora prin comparatie cu controlul negativ.


Faza 1 - Studiu privind aspecte specifice de mediu în industria petrolieră: monitorizarea indicatorilor de calitate ai factorilor de mediu şi gestionarea deşeurilor În perspectiva dezvoltării durabile, respectiv asigurarea pe termen lung a unor condiţii de muncă şi viaţă corespunzătoare, problematica gestionării deşeurilor industriale şi menajere este de o importanţă deosebită.

Abordarea Uniunii Europene în domeniul gestionării deşeurilor industriale, preluată şi de România în calitate de stat membru, se bazează pe trei principii majore:

- Prevenirea generării deşeurilor - factor considerat a fi extrem de important în cadrul oricărei strategii de gestionare a deşeurilor, direct legat de îmbunătăţirea metodelor de producţie în scopul reducerii cantităţi de deşeuri generate;

166

- Reciclare şi reutilizare - încurajarea unui nivel ridicat de recuperare a materialelor componente, preferabil prin reciclare materială;

- Eliminarea finală a deşeurilor - în cazul în care deşeurile nu pot fi recuperate, acestea trebuie eliminate în condiţii de siguranţă pentru mediu şi sănătatea umană, cu un program strict de monitorizare.

În urma activităţilor desfăşurate în industria petrolului, începând cu forajul, extracţia, dar mai cu seamă în sectorul de rafinare, pe lângă produsele principale, rezultă şi o serie de reziduuri (deşeuri) petroliere a căror gestionare prezintă o importanţă deosebită.

Au fost analizate aspectele privind gestionarea deşeurilor specifice din industria petrolieră. Astfel, au fost abordate aspectele:

- Metode de tratare a deşeurilor industriale în vederea neutralizării efectelor nocive ale acestora; - Metode de tratare aplicabile, pentru deşeurile specifice industriei petroliere; - Soluţii de valorificare/recuperare/reciclare (după caz) a deşeurilor petroliere; - Măsuri privind depozitarea temporară şi/sau finală controlată.

Au fost prezentate principalele metode de tratare a deşeurilor, clasificate astfel: - metode mecanice: mărunţirea, sortarea, compactarea; - metode fizico-chimice: stabilizarea/solidificarea, separarea gravitaţională, centrifugarea, filtrarea etc.; - metode termice: incinerarea/coincinerarea, piroliza, gazeificarea, desorbţia termică, uscarea; - metode biologice: metode aerobe şi anaerobe.

Pentru fiecare metodă de tratare a fost prezentat principiul metodei şi tipurile de deşeu la care metoda este aplicabilă. Pentru deşeurile specifice rezultate din industria petrolieră au fost identificate metodele de tratare aplicabile. De asemenea a fost realizat un studiu de caz concret, respectiv inventarierea deşeurilor şi a modului de gestionare a acestora la S.C Rafinăria Petrotel Lukoil SA Ploieşti.

Din studiile întreprinse a rezultat că deşeurile rezultate din industria petrolieră sunt de o diversitate deosebită (detritus şi lichid de foraj epuizat; şlamuri, nămoluri, gudroane – inclusiv acide, ape reziduale etc. cu conţinut ridicat de hidrocarburi; suporţi ceramici de la catalizatori; catalizatori metalici epuizaţi etc.).

De asemenea a rezultat că pentru tratarea / eliminarea deşeurilor din industria petrolieră au fost implementate o serie de tehnici – mai mult sau mai puţin eficiente, funcţie de nivelul cunoştinţelor în domeniu de la data implementării lor. Selectarea metodelor aplicabile se face după criterii tehnico-economice, evident pentru fiecare deşeu sau tip de deşeu în parte.

În urma activităţilor desfăşurate pe platforma Rafinăriei Petrotel Lukoil SA Ploieşti rezultă următoarele categorii de deşeuri: şlamuri şi nămoluri de la epurarea apelor uzate; şlamuri rezultate din curăţirea rezervoarelor; soluţii saline (sode uzate); catalizatori uzaţi; uleiuri uzate; echipamente şi uleiuri cu conţinut de PCB-uri; baterii şi acumulatori; anvelope uzate; deşeuri metalice – feroase şi neferoase; amestecuri de beton, cărămizi, ţigle şi materiale ceramice; hârtie, carton; sticlă; deşeuri menajere; substanţe chimice organice şi anorganice de laborator expirate; deşeuri de la echipamente electrice şi electronice; deşeuri de ambalaje; lemn; materiale izolante şi de construcţie cu conţinut de azbest.

Din studiul – analiză de caz – realizat la S.C Rafinăria Petrotel Lukoil SA Ploieşti, a rezultat că la această unitate rezultă anual cca. 800 t deşeuri cu conţinut ridicat de hidrocarburi, din care, conform declaraţiilor oficiale ale administraţiei, prin firme specializate se neutralizează/se elimină (contra cost) doar cca. 400 t/an. Având în vedere aceste date, se consideră oportun elaborarea unui studiu de prefezabilitate pentru realizarea unei instalaţii proprii de tratare/neutralizare a deşeurilor proprii prin incinerarea acestora şi valorificarea internă a energiei termice (şi a celei electrice produse prin cogenerare) în cadrul platformei industriale proprii. Faza 2 - Metode fizice şi chimice de depoluare a factorilor de mediu apă-sol, aplicabile în industria petrolieră Au fost analizate metodele de depoluare a apei şi solului aplicabile în condiţiile specifice din industria petrolieră.

Astfel, au fost abordate următoarele aspecte: - Depoluarea apelor reziduale din industria petrolieră: metode fizice, chimice şi microbiologice; - Depoluarea solurilor contaminate cu produse petroliere: metode fizice şi chimice; - Analiză comparativă a metodelor şi instalaţiilor de depoluare în vederea încadrării în limitele legale prescrise a

factorilor de mediu apă-sol, specifici industriei petroliere. Poluarea solului şi a apei cu produse petroliere face parte dintre cele mai evidente probleme de mediu cu

care se confruntă România în ultimii ani, având în vedere ritmul tot mai accelerat şi intensiv de folosire a produselor petroliere. Asigurarea protecţiei calităţii solurilor şi a apelor, ca mijloc de creştere a resurselor de sol, cât şi pentru protecţia mediului înconjurător, prevede utilizarea unor procedee şi tehnologii de depoluare menite să neutralizeze sau să blocheze fluxul de poluanţi şi care să asigure eficienţa dorită şi aplicarea legislaţiei privind protecţia calităţii solului şi a apei.

167

Metodele convenţionale de depoluare a solurilor contaminate cu produse petroliere se aplică la scară internaţională, însă majoritatea acestora prezintă următoarele inconveniente: generarea unor efluenţi lichizi sau gazoşi ce necesită o tratare/depozitare suplimentară, perioade mari de operare, dificultăţi de monitorizare şi control, costuri ridicate de capital şi operare. Dezavantajele menţionate, corespunzătoare tehnologiilor respective, conduc la limitarea sau chiar imposibilitatea aplicării acestor tehnici de depoluare la nivel naţional, în condiţiile economice actuale ale României.

Din studiul documentar realizat a rezultat că pe plan mondial se remarcă o tendinţă de dezvoltare a unor metode simple, rapide, ieftine şi eficiente, care să asigure prin aplicarea lor in-situ blocarea migrării poluanţilor din zona deversării de produs petrolier în subteran sau alte zone învecinate, distrugerea poluanţilor şi refacerea cadrului natural.

Principalele cauze şi forme ale poluării solului şi apelor cu produse petroliere în zonele de extracţie şi prelucrare a ţiţeiului sunt accidentele tehnologice (spargeri de conducte, explozii) care au drept urmare poluarea solurilor cu ţiţei, reziduuri petroliere de diferite provenienţe şi apă sărată, folosită în procesul tehnologic al extracţiei. Astfel, mari cantităţi de produse petroliere ajung în sol, migrează şi se infiltrează în pânza freatică. Răspândirea poluanţilor în sol şi apă depinde, pe de o parte, de proprietăţile lor fizico-chimice, iar pe de altă parte, de parametrii şi de caracteristicile solului şi apei în care se infiltrează poluanţii.

Din studiile întreprinse a rezultat că metodele de depoluare sunt de o diversitate deosebită. Acestea cuprind întreaga gamă de tehnici menite să neutralizeze sau să blocheze fluxul de poluanţi şi să asigure aplicarea legislaţiei privind protecţia calităţii solului şi a apei.

Alegerea tehnologiei de depoluare trebuie să tina cont de tipul poluării şi al poluanţilor (de comportamentul, caracteristicile, de concentraţia acestora în sol şi în apa subterană); de suprafaţa sitului poluat, configuraţia, căile de acces; de tipul şi caracteristicile apei subterane, solului, şi subsolului (textura, structura, porozitatea, permeabilitatea şi capacitatea de reţinere etc.);

De asemenea a rezultat că depoluarea apei şi / sau a solului se realizează prin procese complexe care presupun operaţii succesive bazate pe procese chimice, fizice, microbiologe, iar pentru asigurarea unei depoluari eficiente, este necesara cumularea factorilor tehnici, economici şi psihosociali.

În concluzie, se poate aprecia că depoluarea solurilor şi a apelor subterane este o operaţie complexă, întrucât fiecare sit are specificul său. Fiecare sit reprezintă o combinaţie unică de:

- caracteristici de mediu: hidrologie, geologie, topografie etc; - poluanţi (natură, concentraţie, cantitate, comportamente fizico-chimice, toxicitate etc.); - utilizări (captaje, utilizare sensibilă etc.).

Pentru a răspunde exigenţelor de timp, eficacitate şi spaţiu, adesea, tratarea implementată reprezintă o combinaţie de tehnici diferite.

Prin conţinutul lucrării se poate aprecia că obiectivele acestei etape au fost îndeplinite. Având în vedere aceste date, se consideră oportun elaborarea unui studiu privind metodele biologice şi termice de

depoluare a factorului de mediu sol aplicabile în industria petroliera şi procedee de tratare a efluenţilor gazoşi.

Faza 3.Experimentările au avut în vedere sinteza şi caracterizarea de nanoparticule oxidice superparamagnetice (Fe3O4 şi /Fe2O3). Cele patru probe de nanoparticule oxidice au fost caracterizate din punct de vedere structural ( XRD, FTIR), morfologic (SEM) şi magnetic (VSM).

În cazul variantei de sinteză I difractograma de raze X a arătat formarea a două faze de magnetită nestoichiometrică (Fe2,9O4) şi maghemită Fe2O3, datorită instabilităţii oxidative a ionului de Fe2+ în prezenţa O2 dizolvat în mediul de reacţie.

Prin variantele de sinteză II şi respectiv IV s-au obţinut alături de faza de magnetită nestoichiometrică (Fe2,9O4) sau maghemită - forma hidrat (Fe2O3.H2O) şi o fază de impurităţi de forma unui oxi hidroxid de fier (FeO(OH)).

Difractograma de raze X pentru varianta III (Fig.1) a evidenţiat formarea nanoparticulelor oxidice de Fe3O4 cu structură de spinel, cristalizat în sistem cubic cu feţe centrate, ca fază unică, fară nici o altă fază de impurităţi. Valoarea parametrului celulei elementare aexp.=8,3775Å este foarte apropiată de valoarea teoretică ateor.=8,3778 Å.

168

Fig.1 .Spectrul de difracţie al probei de nanoparticule oxidice de fier (Fe3O4) obţinute prin metoda

coprecipitării chimice (varianta de sinteză III).

Rezultatele privind dimensiunea medie de cristalit şi parametrii celulei experimentale pentru probele analizate au fost prezentate în tabelul 1. S-a constatat că toate probele analizate au dimensiunea medie de cristalit în domeniul 9 -10 nm.

Tabel 1. Rezultatele analizei de difracţie de raze X ale probelor de nanoparticule oxidice de fier (Fe3O4 ) obţinute prin metoda coprecipitării chimice.

Proba

(varianta de sinteză)

Planul cristalografic (hkl)

Dimensiunea medie de cristalit Dhkl (nm)

Parametrii celulei elementare

aexp (Å ) I (311) 9,35 8,3711 II (311) 10,92 8,3887

III (311) 9,32 8,3775

Spectrele de vibratie FTIR ale celor patru probe de nanoparticule oxidice de fier obţinute prin cele patru variante de sinteză, ale metodei coprecipitării chimice, au confirmat formarea legăturilor de tip metal-oxigen în toate probele analizate.

Maximele de absorbţie observate la 440 cm-1 şi 586 cm-1 au confirmat structura de tip spinel a nanoparticulelor de magnetită, fiind în concordanţă cu rezultatele determinărilor de raze X. Se poate observa că în cazul formării magnetitei pure (varianta se sinteză III) pik-ul de la 458 cm-1 se scindează în două pikuri de intensitate mai mică, la 440 şi respectiv 392 cm-1, ceea ce este în concordanţă cu spectrul magnetitei (fig.2).

Fig.2. Spectrul FTIR al nanoparticule oxidice de fier (Fe3O4 ) realizate prin metoda coprecipitării chimice (varianta

de sinteză III).

169

Imaginile SEM, obţinute pe cele patru probe analizate, au arătat formarea de aglomerări de nanoparticule bine definite, de formă sferică, cu o distribuţie a mărimii nanoparticulelor îngustă. Dimensiunea nanoparticulelor de oxizi de fier, astfel obţinute, s-a încadrat în intervalul 11 – 24 nm. Nanoparticulele de oxid de fier obţinute prin varianta II şi III au prezentat cea mai mică dimensiune de particulă 11 şi respectiv 13 nm, ceea ce este în concordanţă şi cu rezultatele RDX şi măsurătorile magnetice.

Imaginea de microscopie electronică cu baleiaj SEM pentru proba cu cel mai strâns interval de distribuţie granulometrică este prezentată în fig.3.

Fig.3. Imaginea SEM a nanoparticulelor oxidice superparamagnetice de fier obţinute prin metoda

coprecipitării (varianta de sinteză III).

Măsurătorile proprietăţilor magnetice ale nanoparticulelor oxidice magnetice de fier (Fe3O4

şi/γFe2O3) obţinute prin variantele de sinteză I, II, III şi IV s-au înregistrat la un câmp magnetic continuu, variat între -10KOe şi 10KOe, la temperatura camerei. Din curbele de magnetizare M vs H s-a dedus comportamentul superparamagnetic al nanoparticulelor oxidice magnetice de fier obţinute prin variantele de sinteză II şi III, şi s-a determinat valoarea magnetizaţiei de saturaţie Ms.

Fig.4. Ciclul de histerezis al probei de nanoparticule oxidice de fier obţinute prin metoda coprecipitării

chimice (varianta de sinteză II).

Nanoarticulele obţinute, prin varianta de sinteza III, au prezentat o valoare a magnetizării de saturaţie de 25,96 emu/g (Fig. 4), valoare mai mare decât în cazul probelor obţinute prin varianta de sinteza II (19,51 emu/g) şi respectiv IV (11,35 emu/g).

Obiectivul propus a fost realizat, obţinîndu-se prin varianta de sinteză III, nanoparticule de Fe3O4 ca fază unică, cu diametrul particulei de 13-15 nm , comportament superparamagnetic la temperatura camerei, şi cu magnetizare de saturaţie corespunzătoare Ms = 25,96 emu/g.

Faza 4. Cercetările experimentale din cadrul etapei 4 au vizat elaborarea de experimentări privind realizare nanofluid magnetic pe bază de ulei vegetal . A fost experimentat un ulei de tip ulei rafinat de floarea soarelui, deoarece acesta prezintă stabilitate termică ridicată, sicativitate redusă, accesibilitate uşoară, vâscozitate scăzută, compatibilitate cu agentul optim de stabilizare.

170

Ca fază magnetică, au fost folosite nanoparticule superparamagnetice de Fe3O4 obţinute în etapa 3, prin metoda coprecipitării chimice a ionilor Fe2+ şi Fe3+ în raportul 0.6:1.1, în prezenţă de NH4OH, la pH =11. Nanoparticulele de Fe3O4 obţinute au avut un diametru de 9,32 nm (conform RDX) şi 13 nm (conform SEM), prezentând un comportament superparamagnetic cu o valoare a Ms de 23 emu/g.

Experimentările au urmărit: - stabilizarea sterică a nanoparticulelor magnetice superparamagnetice de Fe3O4 cu diferiţi agenţi de

suprafaţă şi - realizarea de suspensii stabile prin dispersia nanoparticulelor de Fe3O4 stabilizate în lichid purtător de tip

ulei vegetal. Pentru stabilizarea nanoparticulelor de Fe3O4 (în scopul prevenirii aglomerării dintre particule şi

asigurării miscibilităţii cu uleiul vegetal) au fost experimentate stabilizări sterice cu agenţi de suprafaţă (surfactanţi) de tipul: acid oleic, acid lauric şi tetraetoxisilan (TEOS).

Nanoparticulele oxidice de Fe3O4 stabilizate obţinute, au fost caracterizate din punct de vedere structural (FTIR), determinarea diametrului hidrodinamic al particulelor şi distribuţia granulometrică prin metoda DLS. Nanofluidul magnetic a fost caracterizat din punct de vedere al stabilităţii coloidale prin metoda spectrofotometriei UV-vis şi a potenţialului Zeta. Proprietăţile magnetice au fost determinate prin metoda VSM.

Spectrele de vibraţie FTIR ale celor trei probe de nanoparticule oxidice stabilizate steric cu agenţi de suprafaţă (surfactanţi) au confirmat formarea legăturilor de tip Fe-oxigen, caracteristice fazei de magnetită (în domeniul 400-650 cm-1), în toate probele analizate.

Din analiza spectrului de vibraţie, pentru proba de Fe3O4 stabilizată cu acid oleic (fig.1), au fost observate maxime de absorbţie la 1408 cm-1 (νs: COO-) şi 1634 cm-1 (ννas: COO-) care au fost atribuite legării ionului oleat pe suprafaţa particulei de magnetită. În spectru nu apare picul corespunzător grupării –COOH (la 1710 cm-1) din acidul oleic, ceea ce înseamnă că acesta s-a legat pe suprafaţa particulelor de magnetită, deci nu mai există în stare liberă. Picurile de la 2854 şi 2925 cm-1 au fost atribuite vibraţiei de alungire simetrică şi asimetrică a grupării -CH2- din lanţul hidrocarbonat al acidului oleic.

Fig.1. Spectrul de vibraţie FTIR pentru proba de Fe3O4 stabilizată cu acid oleic. În cazul magnetitei stabilizate cu acid lauric au fost observate benzi de vibraţie în domeniul 1406 –

1652 cm-1 care au fost atribuite legării monodentate şi bidentate a anionului laureat din acidul lauric cu gruparile OH existente pe suprafaţa nanoparticulelor oxidice. Prezenţa picurilor de la 1712 cm-1 şi de la 3047 cm-1 (atribuite grupării –COOH din acidul lauric) indică existenţa acidului liber nelegat. Picurile de la 2852 si 2922 cm-1 au fost atribuite vibraţiei de alungire simetrică şi asimetrică a grupării -CH2- din lanţul hidrocarbonat al acidului lauric.

171

Magnetita stabilizată cu TEOS a prezintat un maxim de absorbţie la 1092 cm-1 (atribuit vibraţiei de deformare a legăturii Si-O), la 804 cm-1 (atribuit legăturii O-Si-O) şi la 950 cm-1 (atribuit legăturii Si-O-Fe), date care susţin formarea învelişului de SiO2 pe suprafaţa nanoparticulelor de oxid mixt (fig.2).

Fig.2. Spectrul de vibraţie FTIR pentru proba de Fe3O4 stabilizată cu TEOS

În cazul determinarii diametrului hidrodinamic al nanoparticulelor de magnetită stabilizate şi al distribuţiei granulometrice prin metoda DLS, rezultatele obţinute au arătat că, în cazul stabilizării cu acizi graşi se obţin valori mult mai mici ale diametrului hidrodinamic (deff.= 20,5 nm şi dMSD = 5,3 nm în cazul stabilizării cu acid oleic; deff. = 14,1 nm şi dMSD = 5,5 nm pentru nanoparticulele stabilizate cu acid lauric), decât pentru cele stabilizate cu TEOS (deff.=383,5nm şi dMSD=119,7 nm). Toate tipurile de probe au prezentat o polidispersitate foarte mică de 0,005.

Determinarea stabilităţii coloidale a suspensiilor de nanoparticule magnetice în ulei vegetal (ulei de floarea soarelui) s-a realizat prin două metode: metoda spectrofotometriei UV-vis şi metoda potenţialului Zeta.

Curbele de absorbţie înregistrate au arătat că în cazul nanoparticulelor de magnetită stabilizată cu acid oleic şi respectiv TEOS se păstrează maximum de absorbţie la cele două intervale de timp (t1=1h, t2 = 16h)., ceea ce confirmă stabilitatea suspensiei.

În cazul probei de magnetită stabilizată cu acid lauric s-a înregistrat o deplasare a maximului de absorbţie după 16 h, ceea ce indică o instabilitate a suspensiei în timp.

Valoarea potenţialului zeta de -42,9 mV indică o bună stabilitate a suspensiei pe bază de Fe3O4

stabilizat cu acid oleic (fig.3). Rezultatul este în concordanţă şi cu rezultatul determinării spectrofotometrice.

0

200000

400000

600000

-200 -100 0 100 200

Tot

al C

ount

s

Zeta Potential (mV)

Zeta Potential Distribution

Fig.3. Distribuţia potenţialului zeta al probei de nanofluid magnetic conţinând Fe3O4 stabilizat cu acid oleic dispersat în ulei de floarea soarelui.

172

Caracterizarea magnetică s-a efectuat comparativ atât pe probele de Fe3O4 ca ferofază stabilizată cât şi pe probele de nanofluid magnetic în ulei vegetal, având concentraţii diferite de Fe3O4 stabilizat.

Determinările magnetice au indicat pe pulberea de Fe3O4 stabilizată steric cu acid oleic şi dispersată la concentraţiile de 0.3M, 0.5M şi 1M în ulei de floarea soarelui rafinat următoarele valori ale magnetizaţiei de saturaţie:

- la concentraţia de 0.3M Fe3O4 stabilizată steric cu acid oleic, magnetizarea de saturaţie Ms = 1.21emu/g,

- la concentraţia de 0.5M Fe3O4 stabilizată steric cu acid oleic, magnetizarea de saturaţie Ms = 2.481emu/g,

- la concentraţia de 1M Fe3O4 stabilizată steric cu acid oleic, magnetizarea de saturaţie Ms = 6.22 emu/g.

Având în vedere cele de mai sus se constată că: pulberea nanostructurată de Fe3O4 şi stabilizată cu acid oleic poate servi la realizarea de nanofluide magnetice pe bază de ulei de floarea soarelui urmând ca pentru aplicaţii industriale să fie continuate cercetările pentru elucidarea următoarelor aspecte:

- limitele de stabilitate a suspensiei (plajă de concentraţie, temperatură, timp) - stabilitate termică respectiv termooxidabilitatea fluidului magnetic obţinut.

4. Prezentarea rezultatelor 4.1. Rezultate concretizate în studii, proiecte prototipuri (produse), tehnologii, alte rezultate (inclusiv fila de

catalog a produsului, tehnologiei sau serviciului – după modelul anexat): Denumirea proiectului Tipul rezultatului Efecte scontate

PN09350102 Contributie in-kind a Romaniei

la proiectul FAIR

Elaborare proiect de executie electromagneti sextupol, steerer orizontal si steerer vertical si transfer tehnologie de fabricatie

- transfer catre societati din Romania a unor tehnolgii de executie pentru produse de inalt nivel tehnic

PN09350103

- Au fost obţinute 6 modele experimentale de microfire pe bază de aliaje cu Pământuri Rare, care au fost caracterizate din punct de vedere structural şi magnetic. - Au fost obţinute esantioanele de microfire pe bază de aliaje fără Pământuri Rare, care au fost caracterizate atât din punct de vedere structural, cât şi magnetic.

- Obţinerea de microfire feromagnetice cu utilizare în fabricarea de magneţi permanenţi fără Pământuri Rare; - Reducerea importurilor de pamanturi rare ( Nd);

PN09350103

- Au fost stabilite condiţiile pentru obţinerea pulberilor nanostructurate de oxid de zinc şi obţinerea soluţiei de PAN, respectiv a suspensiei de ZnO/PAN prelucrabile prin electrofilare.

- Obţinerea oxidului de zinc nanostructurat; - Obţinerea soluţiilor de ZnO/PAN pretabile pentru electrofilare. - Realizare de materiale nanocompozite sub forma de nanofire cu aplicatii diverse in functie de tipul materialului de umplutura (ZnO, CNT, CNT/ZnO)

PN09350103

- Au fost realizate 4 modele experimentale (notate ME1-ME4) de materiale hibride carbon/oţel sub formă de joncţiuni planare prin procedeul evaporării în vid înaintat (TVA) prin bombardament electronic a suprafeţei ţintei (grafit-C sau C+Cr) pe suport de oţel inox 310S şi C45. - Premii: Diplomă cu Medalie de Argint la ”Salonul de invenţii şi inovaţii - INVENTIKA”, Ediţia a XVI-a, Bucureşti, 15-18.10.2014, pentru CBI nr. A/00078 din 23.01.2013, “Procedeu de obţinere joncţiuni planare de tip material carbonic-oţel”, autori:

- Materialele hibride oţel/carbon cu acoperire de DLC carbon amorf sp2 pe oţel, cu grosimea stratului de 200 nm, coeficient de frecare inclus în intervalul 0,144-0,190 şi viteza de uzură inclusă în intervalul 7,8x10-6 - 6,1x10-5 mm3/Nm sunt adecvate utilizării în aplicaţii antifricţiune şi antiuzură, la temperaturi de lucru de maxim 400°C în mediu oxidant şi de

173

M. Lungu, I. Ion, V. Tsakiris, E. Enescu, M. Lucaci, F. Grigore, A. Brătulescu

maxim 1000°C în atmosferă protectoare.

PN09350103

- Au fost obţinute 4 soluţii PAN de concentraţii 3, 5, 7, respectiv 10% masic; - Au fost obţinute 16 tipuri de suspensii stabile CNT/PAN utilizând soluţiile PAN preparate la care s-au adăugat 0,5, respectiv 1% CNT, cu şi fără dispersant PVP; - Au fost obţinute 64 tipuri de fibre polimerice obţinute prin electrofilarea soluţiilor şi suspensiilor preparate la intensităţi ale câmpului electric între 8 şi 10 V/m.

- Obţinerea unor membrane din nanofibre polimerice cu utilizare în filtrarea gazelor sau lichidelor.

PN09350103

- Au fost preparate şi caracterizate 3 soluţii PAN în DMF de concentraţii 5, 7 şi 10% masic. - Au fost preparate şi caracterizate 6 suspensii ZnO/PAN cu conţinut de 0,5, respectiv 1% ZnO în soluţiile PAN/DMF de concentraţii 5, 7 şi 10% masic.

- Obţinerea de nanofibre polimerice PAN/DMF prin electrofilare. - Obţinerea de nanofibre polimerice compozite ZnO/PAN prin electrofilare pentru absorbţie UV;

PN09350103

- Au fost realizate 5 modele experimentale (notate ME1-ME5) de materiale hibride DLC/oţel sub formă de joncţiuni planare cu strat subţire de C (DLC) de 200 nm (ME1), 260 nm (ME2) şi de tip multistrat de Cr (200 nm)/C+Cr (400 nm)/C (900 nm) depus pe suport de oţel marca C45 prin metoda arcului termoionic în vid (TVA) prin bombardament electronic a suprafeţei materialului de evaporat (ţinta din bară de C, respectiv de Cr de înaltă puritate)

Materiale hibride oţel/DLC cu acoperire de Cr (200 nm) - (Cr+DLC) (400 nm) - DLC (900 nm) carbon amorf sp2 pe oţel, cu coeficient de frecare inclus în intervalul 0,117-0,272 şi viteza de uzură inclusă în intervalul 1,6x10-5 - 29,2x10-5 mm3/Nm sunt adecvate utilizării în aplicaţii antifricţiune şi antiuzură, cum ar fi scule de prelucrare şi tăiere, matriţe şi dispozitive utilizate în industria metalurgică şi mecanică, diferite componente utilizate în industria auto: pistoane, arbori cu came, etc.

PN09350103

- Au fost realizate şi caracterizate din punct de vedere structural şi magnetic 4 modele experimentale de magneţi permanenţi pe bază de structuri micronice şi 15 pe bază de structuri nanometrice.

- dezvoltarea de materiale magnetic dure – magneţi permanenţi pe bază de structuri micronice/nanometrice

PN09350103

- prepararea prin sinteză chimică, într-o singură etapă, pornind de la două săruri precursoare diferite ale Fe (FeCl2·6H2O şi FeCl3) a sistemelor nanocompozite de tip ferită dură / ferită moale; - obţinerea a 4 modele experimentale de sisteme nanocompozite de tip ferită dură / ferită moale, durificate prin interacţie de schimb; - prepararea de nanostructuri de tip ferită moale şi ferită dură, care mai departe să fie amestecate şi omogenizate, pentru a genera sisteme nanocompozite ferite dure/ferite moi, durificabile prin interacţie de schimb.

– dezvoltarea de materiale magnetic dure, pe baza unor materii prime nedeficitare sau prohibitive ca preţ, pornind de la ferite nanocompozite bifazice, durificate prin interacţie de schimb

PN09350103

- 3 tipuri de suspensii stabile ZnO/CNT/PAN utilizând soluţiile PAN preparate cu concentraţie de 5% la care s-au adaugat 0,5 şi 1% ZnO, resprectiv CNT; - 3 modele experimentale de fibre polimerice

‐ Obţinerea soluţiilor în sisteme complexe ZnO/CNT/PAN. - Obţinerea nanofibrelor compozite ZnO/CNT/PAN

174

obţinute prin electrofilarea suspensiilor preparate.

realizate prin electrofilare. - Obţinere material cu proprietăţi speciale în absobţie UV.

PN09350103

- Au fost realizate 4 modele experimentale de oţel nanostructurat obţinute prin topire în cuptor cu inducţie în vid şi turnare în formă de cupru, constând din: 1 şarjă de material de amorfizat, 1 placă cu dimensiunile 69,7 x 64 x 3 mm obţinută prin turnare în formă de cupru, notată S2, 2 plăci cu dimensiunea 69,7 x 64 x 1,5 mm obţinute prin turnare în formă de cupru, notate S3 şi S4.

- obţinerea de table şi plăci din materiale compozite nanostructurate pe bază de fier de tip matrice amorfă – nanocristale sau matrice cu bază fier – nanocristale de compuşi intermetalici pentru aplicaţii în industria auto cu proprietăţi mecanice îmbunătăţite.

PN09350103

- Un studiu documentar privind utilizarea structurilor nanofibroase polimerice obţinute prin electrofilare, ca medii de filtrare a aerului sau soluţiilor. - A fost identificată o configuraţie pentru realizarea unui filtru cu membrană micro/nanoporoasă obţinută prin electrofilare. - Au fost preparate 4 soluţii polimerice compozite PAN/CNT, cu compoziţiile: 10% (procente masice) PAN în DMF cu adaos de CNT în proporţie de 0,5; 1; 5, respectiv 10% (procente masice). - Au fost realizate 4 modele experimentale de straturi polimerice micro/nanofibroase din cele 4 soluţii preparate, pe substrat folie de aluminiu. - Au fost obţinute 4 modele experimentale de straturi polimerice compozite pe substrat celulozic, 4 modele experimentale pe substrat carbonic, 4 modele experimentale pe substrat plasă de Ni şi 4 modele experimentale pe substrat spumă de Ni.

- Realizarea unor filtre pe bază de micro/nanofibre polimerice care pot fi utilizate pentru filtrarea fluidelor ce conţin micro/nanoparticule.

PN09350103

- Au fost realizate 12 Modele Experimentale constând din: 6 modele experimentale pe bază de microfire cu compoziţia Fe7.48CorestB21.33Co63.26Si5.79Cr2.14 şi 6 modele experimentale pe bază de microfire cu compoziţia Fe75B15Si10. - A fost realizat un studiu bibliografic privind magneţii permanenţi constituiţi din particule monoidomeniale alungite.

- Obţinerea de microfire feromagnetice cu utilizare în fabricarea de structuri magnetice cu aplicaţii în inginerie electrică; - dezvoltarea unei tehnologii proprii de obtinere magneti permanenti

PN09350103

- Au fost realizate 4 modele experimentale de straturi polimerice micro/nanofibroase PAN/CNT cu compoziţiile: 10% (procente masice) PAN în DMF cu adaos de CNT în proporţie de 0,5; 1; 5, respectiv 10% (procente masice). - A fost realizat un model experimental de strat polimeric micro/nanofibros pe substrat textil dintr-o structură compozită cu 2 niveluri: (i) o membrană polimerică din nanofibre electrofilate, (ii) substrat suport din material textile de tip tifon.

- Realizarea unor filtre pe bază de micro/nanofibre polimerice care pot fi utilizate pentru filtrarea fluidelor ce conţin micro/nanoparticule.

PN09350103

- Au fost realizate 15 modele experimentale constând din: 3 şarje de aliaj precursor, 3 plăci cu dimensiunile 69,7 x 64 x 3 mm obţinute prin turnare în formă de cupru, 3 plăci cu dimensiunile 69,7 x 64 x 1,5 mm obţinute

- obţinerea de table şi plăci din materiale compozite nanostructurate pe bază de fier de tip matrice amorfă – nanocristale sau matrice cu

175

prin turnare în formă de cupru, 6 sortimente de bandă amorfă obţinute prin turnare pe tambur rotitor. - A fost realizat un studiu bibliografic privind metodele de ductilizare a sticlelor metalice în urma căruia s-a ales metoda de ductilizare prin devitrifierea parţială a sticlei metalice.

bază fier – nanocristale de compuşi intermetalici pentru aplicaţii în industria auto cu proprietăţi mecanice îmbunătăţite.

PN09350201 Sistem de stocare a energiei

cinetice;

Proiect, model experimental sistem cu volant pentru aplicaţie de tip UPS (500W, 12.000rot/min, timp de 360sec):

PN09350201 Acumulator LaNi5;

Studiu, experimentări Obţinerea aliajelor pentru suport catodic si suport anodic

PN09350201 Acumulatori Pb – acid cu densităţi de energie crescute;

Studiu, experimentări Materiale compozite pentru grile suport (anod si catod)

PN09350201 Reactor de biogaz

proiect reactor de biogaz de 10 mc

PN09350201 Aspecte energetice in procese

osmotice

Studiu, experimentări Membrane si procese de membrana

PN09350201 Generator electric supraconductor

cu excitaţie cu magneţi permanenţi.

Proiect, model experimental Proiect optimizat pentru generator

PN09350201 prototip instalaţie uşoara de foraj

FA 100.

prototip Realizarea puţurilor de apa şi a forajelor tehnologice

PN09350201 Obţinere de filme auto-

asamblabile

Studiu, experimentări Experimentări privind obţinerea de filme auto-asamblabile pe baza de oxid de grafenă

PN09350201 Reducerea consumului de energie şi a amprentei de carbon prin

optimizarea fabricaţiei condensatoarelor si

vaporizatoarelor, ca părţi ale pompelor de căldură.

studiu Optimizarea protecţiei climatice si a eficientei energetice a radiatoarelor din aluminiu.

PN09350201 sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive, utilizate in exploatarea zăcămintelor de petrol si gaze.

studiu Analiza posibilităţilor de creştere a eficientei sistemelor de antrenare ale echipamentelor de pompaj cu pompe cu cavităţi progresive.

PN09350201 Lagăr magnetic radial axial cu magneţi permanenţi utilizabil la sisteme de stocare a energiei cinetice pe principiul rotii volante.

Soluţie constructivă Soluţie constructivă, calcul şi simulare numerica pentru lagăr magnetic cu forţa axiala maxima 500N, turaţia maxima de funcţionare: 8000rpm

PN09350201 Stand de încercare pentru lagăre magnetice radial axiale cu magneţi permanenţi, utilizabile la sisteme de stocare a energiei cinetice pe principiul roţii volante

Soluţie constructivă Proiect de execuţie pentru stand de încercare lagăre magnetice cu forţa axială max. 500 N si turaţia de funcţionare max. 8000rpm

PN09350201 Membrane destinate procesului de osmoza directa

Studiu, experimentări Caracterizări fizico-chimice filme auto-asamblate pe baza de oxid de grafenă;

PN 09 35 0301

- Studiu/ metoda turnare in forme de ipsos din barbotine ceramice de HAP - ME de os sintetic pentru cranioplastie (x3)

Elaborare Articole ISI Propunere ProiectNationale

176

- Studiu pentru elaborarea de modele de os sintetic prin tehnici de prototipare rapidă

PN 09 35 0303

Au fost experimentate 4 metode chimice în soluţie pentru obţinerea de nanoparticule oxidice (Fe3O4) cu comportament superparamagnetic la temperatura camerei. Au fost obţinute nanoparticule de Fe3O4 ca fază unică, cu diametrul 13-15nm, comportament superparamagnetic la temperatura camerei şi magnetizare de saturaţie Ms= 25,96 emu/g.

Obţinerea de nanoparticule magnetice superparamgnetice cu utilizare în realizarea de nanofluide magnetice.

PN 09 35 0303

Au fost experimentate stabilizări sterice ale nanoparticulelor superparamagnetice de Fe3O4 cu surfactanţi de tipul acid gras mononesaturat (acid oleic), acid gras saturat (acid lauric), monomer silanic (tetraetoxisilan). Au fost experimentate relizarea de dispersii stabile de nanoparticule de Fe3O4 stabilizate steric în ulei vegetal de tip ulei de floarea soarelui.

Suspensii stabile de nanoparticule magnetice în ulei vegetal (ulei de floarea soarelui). Valoarea potenţialului zeta -42,9 mV. Valoarea magnetizării de saturaţie la concentraţia de 1M F3O4 stabilizat cu acid oleic Ms= 6.22 emu/g.

PN09350303 Dispozitiv pentru detecţia şi reţinerea CO2

Studiu privind aspecte specifice de mediu în industria petrolieră: monitorizarea indicatorilor de calitate ai factorilor de mediu şi gestionarea deşeurilor

- analiza factorilor de mediu, a poluanţilor industriali, gestionarea deşeurilor şi dezvoltarea de soluţii tehnice inovative pentru reţinerea şi tratarea unor noxe şi deşeuri de origine antropică.

PN09350303

Studiul metodelor fizice şi chimice de depoluare a factorilor de mediu apă-sol, aplicabile în industria petrolieră

- depoluarea apă-sol, prin metode fizice şi chimice aplicabile în industria petrolieră

177

4.2.Valorificarea în producţie a rezultatelor obţinute: Denumirea proiectului Tipul rezultatului Utilizatori Efecte socio-economice la utilizator

PN 09 35 0102

Executie subansamble electromagneti sextupol,

steerer orizontal si steerer vertical

Produse de inalt nivel tehnic

SC NUCLEAR & VACUUM SRL

- cresterea nivelului tehnic si tehnologic al produselor ofertate; - diversificare portofoliu produse - cresterea cifrei de afaceri; - posibilitati de export; - angajare personal executie

PN 09 35 0103

- Au fost obţinute 6 modele experimentale de microfire pe bază de aliaje cu Pământuri Rare, care au fost caracterizate din punct de vedere structural şi magnetic. - Au fost obţinute esantioanele de microfire pe bază de aliaje fără Pământuri Rare, care au fost caracterizate atât din punct de vedere structural, cât şi magnetic.

- producători de materiale magnetice; SC ROMNEOMAG SRL, - producatori de masini electrice ( Electroprecizia Sacele, ANA IMEB Pitesti)

- dezvoltarea de materiale magnetice cu aplicaţii în inginerie electrică - obtinerea de magneti permanenti din materiale mai ieftine - Reducerea pretului de cost a masinile electrice

PN 09 35 0103

- Au fost stabilite condiţiile pentru obţinerea pulberilor nanostructurate de oxid de zinc şi obţinerea soluţiei de PAN, respectiv suspensiei de ZnO/PAN prelucrabile prin electrofilare.

- producatori de materiale compozite polimerice - producători de echipamente de protecţie UV

- Obţinere material cu proprietăţi speciale în absobţie UV. - Tehnologie de obtinere materiale compozite polimerice sub forma de nanofire

PN 09 35 0103

- Modele experimentale planare de materiale hibride oţel/carbon pentru aplicaţii de temperatură ridicată

SC MGM STAR din Bucureşti, SC MAIRA MONTAJ SRL din Bucureşti

Creşterea duratei de funcţionare a componentelor fixe şi mobile; - Reducerea numărului de revizii pentru înlocuirea componentelor uzate; - Scăderea costurilor de aprovizionare; - Reducerea costurilor de întreţinere

PN 09 35 0103

- Au fost obţinute 4 soluţii PAN de concentraţii 3, 5, 7, respectiv 10% masic; - Au fost obţinute 16 tipuri de suspensii stabile CNT/PAN utilizând soluţiile PAN preparate la care s-au adăugat 0,5, respectiv 1% CNT, cu şi fără dispersant PVP; - Au fost obţinute 64

- producătorii de filtre sau dispozitive de filtrare

- obţinerea unor membrane din nanofibre polimerice cu utilizare în filtrarea gazelor sau lichidelor, cu eficienţă crescută,.

178

tipuri de fibre polimerice obţinute prin electrofilarea soluţiilor şi suspensiilor preparate la intensităţi ale câmpului electric între 8 şi 10 V/m.

PN 09 35 0103

- Au fost preparate şi caracterizate 3 soluţii PAN în DMF de concentraţii 5, 7 şi 10% masic. - Au fost preparate şi caracterizate 6 suspensii ZnO/PAN cu conţinut de 0,5, respectiv 1% ZnO în soluţiile PAN/DMF de concentraţii 5, 7 şi 10% masic.



PN 09 35 0103

- Modele experimentale planare de materiale hibride oţel/DLC cu proprietăţi mecanice şi tribologice îmbunătăţite

SC MGM STAR din Bucureşti, SC MAIRA MONTAJ SRL din Bucureşti

- Creşterea duratei de funcţionare a componentelor fixe şi mobile; - Reducerea numărului de revizii pentru înlocuirea componentelor uzate; - Scăderea costurilor de aprovizionare; - Reducerea costurilor de întreţinere

PN 09 35 0103

- Au fost realizate şi caracterizate din punct de vedere structural şi magnetic 4 modele experimentale de magneţi permanenţi pe bază de structuri micronice şi 15 pe bază de structuri nanometrice.



PN 09 35 0103

- prepararea prin sinteză chimică, într-o singură etapă, pornind de la două săruri precursoare diferite ale Fe (FeCl2·6H2O şi FeCl3) a sistemelor nanocompozite de tip ferită dură / ferită moale; - obţinerea a 4 modele experimentale de sisteme nanocompozite de tip ferită dură / ferită moale, durificate prin interacţie de schimb); - prepararea de nanostructuri de tip ferită moale şi ferită dură, care mai

- producători de magneţi (ROFEP –Urziceni)

– dezvoltarea de materiale magnetic dure, pe baza unor materii prime nedeficitare sau prohibitive ca preţ, pornind de la ferite nanocompozite bifazice, durificate prin interacţie de schimb

179

departe să fie amestecate şi omogenizate, pentru a genera sisteme nanocompozite ferite dure/ferite moi, durificabile prin interacţie de schimb.

PN 09 35 0103

- 3 tipuri de suspensii stabile ZnO/CNT/PAN utilizând soluţiile PAN preparate cu concentraţie de 5% la care s-au adaugat 0,5 şi 1% ZnO, resprectiv CNT; 3 modele experimentale de fibre polimerice obţinute prin electrofilarea suspensiilor preparate.



PN 09 35 0103

- Au fost realizate 4 modele experimentale de oţel nanostructurat obţinute prin topire în cuptor cu inducţie în vid şi turnare în formă de cupru, constând din: 1 şarjă de material de amorfizat, 1 placă cu dimensiunile 69,7 x 64 x 3 mm obţinută prin turnare în formă de cupru, notată S2, 2 plăci cu dimensiunea 69,7 x 64 x 1,5 mm obţinute prin turnare în formă de cupru, notate S3 şi S4.

- producătorii de oţeluri speciale şi de produse laminate/deformate sub formă de table - producătorii de caroserii auto - utilizare în industria aerospaţială pentru ecrane de protecţie sateliţilor la coliziunile cu meteoriţi sau alte corpuri orbitale


PN 09 35 0103

- Un studiu documentar privind utilizarea structurilor nanofibroase polimerice obţinute prin electrofilare, ca medii de filtrare a aerului sau soluţiilor. - A fost identificată o configuraţie pentru realizarea unui filtru cu membrană micro/nanoporoasă obţinută prin electrofilare. - Au fost preparate 4 soluţii polimerice compozite PAN/CNT, cu


- producerea unor noi filtre, cu eficienţă crescută, pentru filtrarea fluidelor ce conţin micro/nanoparticule.

180

compoziţiile: 10% (procente masice) PAN în DMF cu adaos de CNT în proporţie de 0,5; 1; 5, respectiv 10% (procente masice). - Au fost realizate 4 modele experimentale de straturi polimerice micro/nanofibroase din cele 4 soluţii preparate, pe substrat folie de aluminiu. - Au fost obţinute 4 modele experimentale de straturi polimerice compozite pe substrat celulozic, 4 modele experimentale pe substrat carbonic, 4 modele experimentale pe substrat plasă de Ni şi 4 modele experimentale pe substrat spumă de Ni.

PN 09 35 0103

- Au fost realizate 12 Modele Experimentale constând din: 6 modele experimentale pe bază de microfire cu compoziţia Fe7.48CorestB21.33Co63.2

6Si5.79Cr2.14 şi 6 modele experimentale pe bază de microfire cu compoziţia Fe75B15Si10. - A fost realizat un studiu bibliografic privind magneţii permanenţi constituiţi din particule monoidomeniale alungite.



PN 09 35 0103

- Au fost realizate 4 modele experimentale de straturi polimerice micro/nanofibroase PAN/CNT cu compoziţiile: 10% (procente masice) PAN în DMF cu adaos de CNT în proporţie de 0,5; 1; 5, respectiv 10%


- producerea unor noi filtre, cu eficienţă crescută, pentru filtrarea fluidelor ce conţin micro/nanoparticule.

181

(procente masice). - un model experimental de configuraţie pentru realizarea straturilor polimerice micro/nanofibrose pe substrat textil dintr-o structură compozită cu 2 niveluri: (i) o membrană polimerică din nanofibre electrofilate, (ii) substrat suport din material textile de tip tifon.

PN 09 35 0103

- Au fost realizate 15 modele experimentale constând din: 3 şarje de aliaj precursor, 3 plăci cu dimensiunile 69,7 x 64 x 3 mm obţinute prin turnare în formă de cupru, 3 plăci cu dimensiunile 69,7 x 64 x 1,5 mm obţinute prin turnare în formă de cupru, 6 sortimente de bandă amorfă obţinute prin turnare pe tambur rotitor. - A fost realizat un studiu bibliografic privind metodele de ductilizare a sticlelor metalice în urma căruia s-a ales metoda de ductilizare prin devitrifierea parţială a sticlei metalice.

- producătorii de oţeluri speciale şi de produse laminate/deformate sub formă de table - producătorii de caroserii auto - utilizare în industria aerospaţială pentru ecrane de protecţie sateliţilor la coliziunile cu meteoriţi sau alte corpuri orbitale


PN 09 35 0301 - soluţii brevetabile - productie serie mica, inclusiv la ICPE-CA

- cabinete medicale*

- spitale *

(stomatologie si cranioplastie) * dupa certificare si omologare produse

- materiale accesibile, cu grad de confort şi estetic riduicat - soluţii moderne in sistemul general de ingrijire a sănătăţii - reducere importuri

PN 09 35 0303 Dispozitiv pentru detecţia şi

reţinerea CO2

A fost stabilită metoda de sinteză şi parametri tehnologici de obţinere a nanoparticulelor oxidice (Fe3O4) superparamagnetice

Producători de echipamente electrice cu eficienţă energetică crescută

Dezvoltarea unor soluţii inovative cu implicare în economie şi problematica mediului înconjurător, cum ar fi creşterea eficienţei energetice (ehipamente cu transfer termic ridicat), creşterea siguranţei în funcţionare.

PN 09 35 0303 Dispozitiv pentru detecţia şi reţinerea CO2

Studiu privind aspecte specifice de mediu în industria

- agenţii economici din industria

- analiza factorilor de mediu, a poluanţilor industriali, gestionarea deşeurilor şi dezvoltarea de soluţii

182

petrolieră: monitorizarea indicatorilor de calitate ai factorilor de mediu şi gestionarea deşeurilor

petrolieră (ex. rafinăriile)

tehnice inovative pentru reţinerea şi tratarea unor noxe şi deşeuri de origine antropică.

PN 09 35 0303 Dispozitiv pentru detecţia şi reţinerea CO2

Studiul metodelor fizice şi chimice de depoluare a factorilor de mediu apă-sol, aplicabile în industria petrolieră

- agenţii economici din industria petrolieră (ex. rafinăriile)

- depoluarea apă-sol, prin metode fizice şi chimice aplicabile în industria petrolieră

4.2. Participarea la colaborări internaţionale:

Valoarea proiectului (lei) Nr.

crt.

Denumirea programului internaţional

Ţară şi/sau CE unităţi

colaboratoare Denumire proiect

Valoare totală proiect

Valoare ţară

1 FAIR Germania Contributie in-kind a Romaniei la proiectul FAIR

~1 miliard EUR ~4 mil. EUR

2

Novel development and creation of equipment for IBR-2 Spectrometers Complex

Federatia Rusa/Institutul unificat de cercetari nucleare, IUCN- Dubna.

Cercetari in vederea proiectarii unei instalatii pentru investigarea proprietatilor magnetice ale materiei in domeniul 4-300K prin utilizarea unui flux de neutroni in prezenta campurilor magnetice intense.

129000 USD 129000 USD

3 NICA project. IUCN – Dubna, Rusia

Realizare bobine supraconductoare cilindrice pentru acceleratorul de particule NICA - Dubna, Rusia.

40000 USD 40000 USD

4

CAPACITATI Cooperari Bilaterale – Romania R. P. China

R. P. China

Aplicatii domestice cu magneti permanenti performanti mai ieftini (Household Applications with High Energy, Cheaper Magnets)

14005 14005

5

CAPACITĂŢI Cooperări Bilaterale România – R. P. China

R. P. China Nanoferite durificate prin interacţie de schimb (Nanoferrites hardened by exchange interaction)

64530 64530

6.

Cooperare ştiinţifică Bilaterală România – IUCN Dubna, Rusia

Federaţia Rusă

Investigarea structurii cristaline şi proprietăţilor magnetice în feritele nanostructurate, durificate prin interacţie de schimb (Investigation of crystalline and magnetic properties of nanostructured ferrites, hardened by exchange interactions)

57000 28500

7

Cooperare Bilaterală România - IUCN Dubna, Rusia

FLNP JINR Dubna, Rusia

Study of transparent conductive films of zinc oxide doped with aluminium

15520 7760

183

8

Cooperare stiintifica Bilaterala Romania – IUCN Dubna

FLNP JINR Dubna, Rusia

Investigarea proprietatilor magnetice si cristaline in sistemele micro- si nanostructurate bazate pe aliaje granulare (Investigation of Crystalline and Magnetic Properties in Micro- and Nanostructured Systems Based Granular Alloys)

35100 15600

9

Cooperare Bilaterală România – R. Moldova

R. Moldova Universitatea Tehnica a Moldovei – Chisinau si MFTI Chisinau

Materiale magnetice cu aplicatii in MEMS-NEMS

54000

10

-Expresie de intere: SC Chemi Ceramic SRL, adresa nr. 4380/26.11.2013 -Discuţii colaborare: Spitalului Clinic de Urgenta „Bagdasar-Arseni” -Discuţii colaborare: Universitatea Transilvania din Braşov

4.4.Articole (numai cele publicate în reviste cu referenţi de specialitate):

Nr. crt.

Denumirea publicaţiei Titlul articolului

- în ţară: - în străinătate:

PN 09 35 0102 Journal of Physics: Conference Series, Volume 507, Issue 3, article ID. 032014. „A Conduction Cooled High Temperature Superconductor Quadrupolar Superferric Magnet, Design and Construction” PN 09 35 0303 1. E. Matei, C.I. Covaliu, G. Georgescu, T. Malaeru, O. Stoian, „Evaluation of powdered activated carbon performance for wastewater treatment containing inorganic pollutants” acceptat spre publicare în Environmental Engineering and Management Journal.

4.5.Cărţi publicate:

Nr. ctr.

Titlul cărţii Editura Autor principal


184

4.6.Manifestări ştiinţifice:

Nr. crt.

Manifestări ştiinţifice

Număr de manifestări Număr de comunicări

a) congrese internaţionale: 1 3 b) simpozioane: 3 1

c) seminarii, conferinţe; 8 8 d) workshop: 6 11 PN09350102 1.Stoica V., Dobrin I., Nedelcu A, Apostol S., "HTS Superconducting Coils for Applications in Electrical Engineering", The 4th International Conference "Physics of Materials" PM – 4, Bucharest, 13 – 14 Nov. 2014. 2.Stoica V., Pîslaru – Dănescu L., Dobrin I., „Aspecte privind proiectarea unui generator electric supraconductor de curent alternativ cu magneţi permanenţi”, SIMPOZIONUL DE MAŞINI ELECTRICE SME’14, Octombrie 2014. PN09350103

1. Adela Băra, Elena Chiţanu, Marius Lungulescu, Virgil Marinescu, Mirela Maria Codescu, Jana Pintea, Cristian Morari, Florentina Albu, Cristina Banciu, ”Study of the influence of process parameters on the morphology of electrospun PAN/CNT composite fibers”, prezentare orală la ”2nd International Conference on Analytical Chemistry RO – ICAC’2014, Analytical Chemistry for a Better Life, September 17th – 21st, 2014, Târgovişte, România”.

2. E. Chiţanu, A. Băra, M. Lungulescu, V. Marinescu, M. Codescu, A. Brătulescu, D. Pătroi, F. Albu, „Preparation and characterization of electrospun PAN/ZnO composite fiber”, prezentare poster la”2nd International Conference on Analytical Chemistry RO – ICAC’2014, Analytical Chemistry for a Better Life, September 17th – 21st, 2014, Târgovişte, România”.

3. E. Chiţanu, M. Codescu, D. Pătroi, E. Manta, W. Kappel, V. Marinescu, „Synthesis by co-precipitation of Zn, Ni and Zn0.5Ni0.5 - mixed spinel nanoferrites”, prezentare poster la”2nd International Conference on Analytical Chemistry RO – ICAC’2014, Analytical Chemistry for a Better Life, September 17th – 21st, 2014, Târgovişte, România”.

4. A. Băra, „Nonwoven PAN/CNT composite materials obtained by electrospinning”, prezentată la Workshopul „Advanced materials for the XXI Century”, 29 mai 2014, INCDIE ICPE-CA, Bucureşti.

5. E. Chiţanu, „ZnO nanopowder synthesis and electrospun nonwoven PAN/ZnO composite material”, prezentată la Workshopul „Advanced materials for the XXI Century”, 29 mai 2014, INCDIE ICPE-CA, Bucureşti.

6. M. Lungu, I. Ion, V. Tsakiris, E. Enescu, M. Lucaci, F. Grigore, A. Brătulescu, participare cu CBI nr. A/00078 din 23.01.2013, “Procedeu de obţinere joncţiuni planare de tip material carbonic-oţel”, la ”Salonul de invenţii şi inovaţii - INVENTIKA”, Ediţia a XVI-a, Bucureşti, 15-18.10.2014.

7. E.A. Patroi, R Erdei, M. M. Codescu, E. Manta, D. Patroi, A. Iorga, C. Morari, C. Loghin, participare cu CBI nr. RO126211-A0 din 26.04. 2011, Microfire metalice pentru tesaturi de ecranare electromagnetica, la Salonul de Inventii si Inovatii – INVENTIKA, Editia a XVI-a, Bucuresti, 15-18.10.2014

8. M. M. Codescu, W. Kappel, E. Chiţanu, E. Manta, C. Morari, D. Pătroi, E. Pătroi, R. Erdei, I. Bălan, D. R. Popa, „Flexible Composites Based on Glass-Coated Microwires for Electromagnetic Shields Materials”, prezentare poster la al 9-lea Workshop Internaţional de Compatibilitate Electromagnetică - CEM 2014.

9. Mariana Lucaci, Delia Pătroi, Violeta Tsakiris, Magdalena V. Lungu, Eugen Manta, Alexandru Iorga, “Studies on Fe-Cr-Ni-Si-B bulk metallic glass for automotive applications”, prezentare poster la Conferinţa ROMAT 2014 - 5th International Conference on Materials Science and Technologies, 15-17 octombrie 2014, Bucureşti, România, proceeding abstract pg. 107, in curs de publicare intr-un jurnal BDI editat de Trans Tech Publications Inc.

10. M.A. Matara, I. Csaki, M. Lucaci, M. Lungu, G. Popescu, G. Iacob, Al/Al2O3 + Gr hybrid composite compacting behaviour, prezentare poster la Conferinţa ROMAT 2014 - 5th International Conference on Materials Science and Technologies, 15-17 octombrie 2014, Bucureşti, România, proceeding abstract pg. 76, in curs de publicare intr-un jurnal BDI editat de Trans Tech Publications Inc.

185

11. Pătroi E.A, Codescu MM, Kappel Wilhelm, Pătroi D., Manta E, “Sinteză de noi materiale funcţionale sub formă de micro şi nanofire magnetice” comunicare prezentată la al 5-lea Atelier de lucru al proiectului bilateral “Sisteme tehnologice de obţinere micro şi nanofire magnetice pentru aplicaţii în MEMS” Bucureşti 18.-20.06.2014

12. Manta E, Codescu MM, Pătroi E.A, Rădulescu F. Iorga. A., „Elaborare de aliaje pentru microfire feromagnetice cu aplicaţii în industria electrică” comunicare prezentată la al 6-lea Atelier de lucru al proiectului bilateral “Sisteme tehnologice de obţinere micro şi nanofire magnetice pentru aplicaţii în MEMS” Chişinău 25-29.08.2014

13. Iorga. A, Manta E, Codescu MM, Pătroi E.A, Rădulescu F. Pătroi D. „Magneţi realizaţi din microfire magnetice” comunicare prezentată la al 6-lea Atelier de lucru al proiectului bilateral “Sisteme tehnologice de obţinere micro şi nanofire magnetice pentru aplicaţii în MEMS” Chişinău 25-29.08.2014

14. Pătroi D, „Tehnici de analiză nedistructivă. Analiză chimică elementală” comunicare prezentată la al 6-lea Atelier de lucru al proiectului bilateral “Sisteme tehnologice de obţinere micro şi nanofire magnetice pentru aplicaţii în MEMS” Chişinău 25-29.08.2014

15. E. Patroi, Nanocomposite Permanent Magnets based on NdFeB comunicare prezentata la Primul meeting in cadrul contractului de colaborare stiintific bilaterala Romania – R. P. China, Bucuresti, 24 - 28 Noiembrie 2013

16. W. Kappel, M. M. Codescu, E. Manta, D. Patroi, Magnetic Fe-Cu Composites with Induced Anisotropy, comunicare prezentata la Al doilea meeting in cadrul contractului de colaborare stiintific bilaterala Romania – R. P. China, Beijing, 07 -13 Decembrie 2014

17. E. Chitanu, Synthesis and characterization of Ba-Co ferrite nanocomposites, comunicare prezentata la Al doilea meeting in cadrul contractului de colaborare stiintific bilaterala Romania – R. P. China, Beijing, 07 -13 Decembrie 2014

18. D.Patroi, Microscopy from eye to atom. Overview of different methods, comunicare prezentata la Al doilea meeting in cadrul contractului de colaborare stiintific bilaterala Romania – R. P. China, Beijing, 07 -13 Decembrie 2014

PN09350303 1) E. Matei, C.I. Covaliu, G. Georgescu, T. Malaeru, O. Stoian, „Evaluation of powdered activated carbon performance for wastewater treatment containing inorganic pollutants”, prezentare poster la a 6th International Conference „Biomaterials, Tissue Engineering & Medical Devices” BiomMedD’2014,, Constanţa, România, 17-20 September, 2014.

4.7.Brevete rezultate din tematica de cercetare:

Nr. crt.

Specificaţie Brevete înregistrate

(nr.) Brevete acordate

(nr.) Brevete vândute

(nr.)


2

Total: 2 1. CBI nr. A/00581 din 30.07.2014, dosar OSIM, M. Lungu, I. Ion, M. Lucaci, D. Tălpeanu, V. Marinescu, V. Tsakiris, C.D. Cîrstea, A. Brătulescu, „Joncţiuni planare cu gradient funcţional şi procedeu de obţinere”

2. A/00929/28.11.2014: Procedeu de obtinere filme autoasamblate Autori: Gabriela Hristea, Mihai Iordoc, Paula Prioteasa 5.Aprecieri asupra derulării şi propuneri : DIRECTOR GENERAL, DIRECTOR DE PROGRAM, DIRECTOR ECONOMIC, Prof.dr Wilhelm Kappel dr.ing.Elena Enescu Ec. Mariana Cirstea

Raport NUCLEU 2014 ICPE-CA

Documents

Transcript of Raport NUCLEU 2014 ICPE-CA