MANUAL CU APLICAŢII ALE ÎNCĂLZIRII, TĂIERII ŞI LIPIRII MATERIALELOR METALICE CU AMESTEC GAZOS HHO.pdf

PROIECT CEEX ECOTERM – ETAPA IV

M - 1

MANUAL CU APLICAŢII ALE ÎNCĂLZIRII, TĂIERII ŞI LIPIRII MATERIALELOR METALICE

CU AMESTEC GAZOS HHO

Lucrare realizată în cadrul proiectului X2C38 - CEEX 2006 “TĂIEREA TERMICĂ ECOLOGICĂ A METALELOR GRELE ŞI

A OŢELURILOR DE ÎNALTĂ REZISTENŢĂ - ECOTERM”

August 2008


M - 2

CUPRINS

1. Amestecul gazos HHO 1.1. Proprietăţi fizice 1.2. Comportarea la auto-aprindere 1.3. Particularităţi de ardere 2. Echipamentul de tăiere sau lipire cu amestecul gazos HHO 2.1. Generatorul RAI 1500/2008 2.2. Echipamente conexe 3. Tăierea cu flacără de amestec gazos HHO 3.1. Tăierea produselor din oţel3.2. Tăierea plăcilor din plumb 4. Lipirea cu flacără de amestec gazos HHO 4.1. Concepţia constructivă şi condiţii tehnice la execuţia îmbinărilor prin lipire 4.2. Exemple de lipire a produselor din aluminiu, cupru şi aliaje ale acestora 4.3. Exemplu de lipire a produselor sinterizate 5. Sănătatea şi securitatea muncii în operaţiile de tăiere şi lipire cu flacără de

amestec gazos HHO

5.1. Sănătatea muncii 5.2. Securitatea muncii 6. Bibliografie

ANEXE

I. Manual de utilizare a generatorului RAI 1500 pentru operaţii de tăiere termică şi lipire cu flacără de amestec gazos HHO

II. Instrucţiune de tăiere cu flacără de amestec gazos HHO a produselor din oţel, Cod: I1, rev.1/2008

III. Instrucţiune de tăiere cu flacără de amestec gazos HHO a plăcilor groase din plumb, Cod: I2, rev.1/2008

IV. Instrucţiune de lipire tare cu flacără de amestec gazos HHO a produselor din cupru şi aliaje de cupru, Cod: I3, rev.1/2008

V. Instrucţiune de lipire tare cu flacără de amestec gazos HHO a produselor din aluminiu şi aliaje de aluminiu, Cod: I4, rev.1/2008

VI. Instrucţiune de lipire tare cu flacără de amestec gazos HHO a produselor sinterizate, Cod: I5, rev.1/2008


M - 3

1. AMESTECUL GAZOS HHO 1.1. PROPRIETĂŢI FIZICE Corespunzător descrierii titularului de licenţă, amestecul gazos HHO este un amestec de

hidrogen, oxigen şi radicali liberi de tip HOH, obţinut din apă printr-un procedeu de electroliză inventat de Dennis KLEIN [1]. Compoziţia amestecului gazos HHO este diferită de cea a altor gaze obţinute prin electroliza apei, aşa cum de exemplu este gazul BROWN, deşi acestea au multe trăsături comune.

Amestecul gazos HHO este lipsit de culoare, nu are miros şi este mai uşor decât aerul. Analizele fizice efectuate prin metodele spectrofotometriei de masă au relevat prezenţa în acest amestec gazos a hidrogenului pur în proporţie de 64 %, a oxigenului în proporţie de cca. 31 %, precum şi a unor combinaţii de hidrogen şi oxigen cu structură asimetrică, mai grele decât apa, în proporţie totală de cca. 5 % [2, 3]. Greutatea moleculară a amestecului gazos HHO este 12,3 g/mol, iar densitatea relativă în raport cu aerul 0,426.

În condiţiile comprimării statice sau dinamice la temperatura ambiantă, amestecul gazos HHO este stabil într-un domeniu larg de presiuni [4]. Testele efectuate prin comprimarea statică au arătat că la presiuni de până la 54 bar gazul nu prezintă tendinţă de explozie, de condensare sau de umecare a pereţilor incintei metalice (fig.1.1). Nu s-au constatat anomalii nici la comprimarea ciclică cu frecvenţe de 0,2÷10 Hz. Variaţia cu presiunea a volumului gazului este influenţată de nivelul presiunii iniţiale şi, într-o anumită măsură, de frecvenţă. Coeficientul politropic are valoarea de 1,6 la presiunea de 2 bar şi scade la 0,6 la presiunea de 18 bar (fig.1.2).

8101214161820222426283032343638404244464850525456

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

T[s]

P[b

ar]

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

P[bar]

k

0,2 Hz

0,5 Hz

1 Hz

2 Hz

5 Hz

10 Hz

Fig.1.1. Comprimarea lentă a amestecului gazos HHO de la 10 bar până la 54,6 bar

Fig.1.2. Coeficientul politropic al amestecului gazos HHO la diferite presiuni

1.2. COMPORTAREA LA AUTO-APRINDERE

În aplicaţiile de tăiere sau de lipire cu flacără promovate în cadrul proiectului ECOTERM, amestecul gazos HHO a fost produs şi folosit la temperatura ambiantă şi presiuni de până la 6 bar. Prezenţa oxigenului în compoziţia acestui gaz, într-o proporţie apropiată celei stoichiometrice a impus, din considerente de siguranţă, caracterizarea comportării amestecului gazos HHO la auto-aprindere. Testele s-au efectuat prin introducerea amestecului gazos HHO într-o incintă închisă care a fost ulterior încălzită până la auto-aprinderea gazului [2]. Rezultatele obţinute, sintetizate în Tabelul 1.1., arată că temperatura de auto-aprindere este mult în afara

Tabelul 1.1. Rezultatele testelor de auto-aprindere a amestecului gazos HHO

Parametri iniţiali Parametri la auto-aprindere Presiune maximă, barPresiune, bar Temperatură, 0C Presiune, bar Temperatură, 0C

5 18,5 11,1 442,6 179,5 4 18,4 9,1 449,0 126,2 3 29,6 8,3 460,1 73,9 2 18,8 7,3 470,6 60,2


M - 4

domeniului de lucru întâlnit în aplicaţiile de tăiere şi lipire specifice proiectului ECOTERM.

1.3. PARTICULARITĂŢI DE ARDERE Flacăra de amestec gazos HHO la presiunea atmosferică are un comportament posibil de

calificat drept special, în principal datorită vitezei mari de oxidare a hidrogenului aflat în concentraţie aproape stoechiometrică şi în plus deja premixat cu oxigenul (fig.1.3).

Fig.1.3. Imaginea flăcării de amestec gazos HHO

Modelarea arderii în zona primară a flăcării [5] indică valori ale temperaturii de circa 3036oC (fig.1.4,a). După zona primară, comparabilă ca lungime cu diametrul duzei de insuflare, procesul continuă într-un spaţiu de disociere a vaporilor de apă, cu lungimea de circa 10 - 15 ori diametrul duzei, urmat de o zonă de ardere secundară, de lungime mare, în care temperatura se situează în domeniul valorilor de cca. 645oC. Această zonă se compune din gazele descrise prin mecanismul Warnatz şi constituie practic partea vizibilă a flăcării (fig.1.4,b); temperatura acestei zone se explică prin volumul mare pe care îl ocupă şi prin influenţa oxigenului care difuzează din aerul înconjurător, cu un aport caloric scăzut.

a. b.

Fig.1.4. Distribuţia de temperaturi şi forma flăcării de amestec gazos HHO a. Zona primară a flăcării; b. Întreaga flacără la presiune atmosferică, în incintă închisă, în

condiţii de insuflare HHO cu presiune de 6 Pa la gura duzei


M - 5

Propagarea frontului flăcării de amestec gazos HHO a fost pusă în evidenţă prin tehnica Schlieren (fig.1.5), folosind un echipament capabil să înregistreze variaţia presiunii gazului din momentul declanşării aprinderii până la consumarea arderii (fig.1.6).

-3.5

-3.0

-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00

Timp [ms]

Te

ns

iun

e [

kV

]

0.0

4.0

8.0

12.0

16.0

20.0

24.0

28.0

32.0

36.0

Pre

siu

ne

[b

ar]

Tensiunea descarcarii Presiunea gazului

Fig.1.5. Imagine Schlieren la arderea HHO

Fig. 1.6. Variaţia tensiunii de descărcare şi a presiunii la arderea HHO

S-a constatat că perioada de apariţie şi formare a nucleului de flacără este de 0.115 ms, iar

viteza normală de ardere laminară a amestecului gazos HHO este de 10,46 m/s [3].

2. ECHIPAMENTUL DE TĂIERE SAU LIPIRE CU FLACĂRĂ DE AMESTEC GAZOS HHO

2.1. GENERATORUL RAI 1500/2008 Generatorul RAI 1500/2008 este un aparat mobil echipat destinat produţiei de amestec

gazos combustibil din apă demineralizată (fig.2.1). Caracteristicile tehnice nominale ale generatorului RAI 1500-2008 sunt date în Tabelul 2.1.

Fig. 2.1 Generatorul RAI 1500/2008


M - 6

Tabelul 2.1. Caracteristicile tehnice ale generatorului RAI 1500/2008

Tensiune de alimentare 3x380 V Calitatea apei demineralizate max. 2 uS/cm

Putere instalată 60 A, 230Vca, 50 Hz Capacitatea rezervorului de amestec gazos HHO 10 l

Putere consumată la debitul maxim 5 kW Capacitate nominală de producţie amestec gazos HHO 3400 SLPH

Presiunea de lucru 2,5 - 6 bar

Instrucţiunile de utilizare a generatorului RAI 1500/2008 sunt date în Anexa I “Manual de utilizare a generatorului RAI 1500/2008”.

2.2. ECHIPAMENTE CONEXE Amestecul gazos HHO este potenţial exploziv sau generator de incendii. De aceea,

echipamentele utilizate pentru tăiere sau lipire trebuie să corespundă prevederilor SR EN 29539 “Materiale şi echipamente utilizate la sudare şi tăiere cu gaze şi procedee conexe”.

Echipamentul utilizat în cadrul aplicaţiilor incluse în manualul de faţă a inclus: - arzătorul GCE RHONA RK-20 /09051/ ISO 9001 echipat după caz cu capete simple de tip 1A (0,5-1 mm/2,5 bar/80 l/min) sau 2A (1-2 mm/2,5 bar/160 l/min), respectiv, cu cap cu duze multiple tip LS 2B (1 mm/10×0,5 mm) sau LS 3B (1,4 mm/10×0,5 mm); - furtun dublu GCE 20 bar/-300C (9,0 mm-HHO/6,3 mm-O2) EN 559; - ventil de sens şi opritor de flacără FR-18+ EN 730-1; - echipament pentru protecţie individuală prescris prin legislaţia de sănătate şi securitatea muncii, specific operaţiilor de sudare şi tehnicilor asociate.

3. TĂIEREA CU FLACĂRĂ DE AMESTEC GAZOS HHO 3.1. TĂIEREA PRODUSELOR DIN OŢEL 3.1.1. Tehnologii moderne de tăiere termică

Tăierea termică este definită în STAS 11613-81 ca fiind procedeul prin care tăierea metalelor se realizează prin topire sau ardere cu ajutorul unei surse termice. În funcţie de purtătorul de energie pentru tăiere, procedeele de tăiere termică pot fi grupate în trei categorii: tăiere termică cu gaze, tăiere termică cu radiaţii şi tăiere termică cu arc electric (fig.3.1).

Tăierea termică cu gaze, sau cum mai este numită tăierea cu flacără, foloseşte ca sursă termică flacăra obţinută prin arderea unui gaz combustibil într-un gaz comburant (oxigenul). Corespunzător stadiului tehnologic actual, tăierea termică cu gaze este aplicată în următoarele variante: - tăiere cu oxigen şi gaze naturale, la care gazul combustibil este un gaz natural; de exemplu;tăierea oximetanică, tăierea oxipropanică, tăierea oxibutanică etc; - tăierea oxiacetilenică, la care gazul combustibil este acetilena; - tăierea oxihidrică, la care gazul combustibil este hidrogenul; - tăierea cu oxigen şi pulbere, la care în jetul de oxigen este injectată o pulbere metalică de o anumită compoziţie, având atât rolul de formare a unor oxizi uşor fuzibili, cât şi cel de sursă termică suplimentară; - tăierea cu oxigen şi flux, la care în jetul de oxigen este injectat un flux cu o anumită compoziţie având rolul de formare a unor compuşi uşor fuzibili ai elementelor de aliere din metalul supus tăierii; - tăierea cu oxigen şi sârmă, la care o sârmă din oţel nealiat este introdusă în flacără, având rolul de încălzire locală rapidă a suprafeţei metalului şi de oxidare a acestuia, procedeu aplicat mai ales în cazul metalelor greu fuzibile.


M - 7

Variante ale acestor procedee sunt folosite la diverse operaţii tehnologice la temperaturi înalte, aşa cum sunt de exemplu: tăierea, perforarea sau găurirea cu lance de oxigen, respectiv, flamarea sau scobirea cu flacără pentru îndepărtarea defectelor de pe suprafeţele lingourilor, ale pieselor turnate sau ale semifabricatelor laminate sau forjate.

a. b.

c. d.

e. f.

g.

Fig.3.1 Procedee de tăiere termică a metalelor conform STAS 11613: a) tăiere termică cu flacără de gaz combustibil; b) tăiere termică cu gaz combustibil şi pulbere, flux sau sârmă;

c) tăiere cu arc-aer; d) tăiere cu arc electric şi gaz protector; e) tăiere cu plasmă; f) tăiere cu oxigen şi plasmă; g) tăiere cu laser

Din punct de vedere tehnic, criteriile de diferenţiere între procedeele de tăiere cu flacără

aplicate în prezent la scară industrială au în vedere clasele de materiale şi domeniile de grosimi pentru care oferă precizie dimensională şi eficienţă sub aspectul timpului de încălzire până la străpungerea grosimii produsului şi al vitezei de tăiere. Calitatea suprafeţelor de tăiere este apreciată în funcţie de deviaţia unghiulară a flancurilor în raport cu perpendiculara la suprafaţa


M - 8

produsului, raza de rotunjire a muchiei superioare a tăieturii şi înălţimea rizurilor de pe flancurile tăieturii. Evident, nu pot fi admise aderenţe sau alte neregularităţi geometrice majore la limita suprafeţelor de tăiere.

Referitor la tendinţele actuale în dezvoltarea procedeului de tăiere cu flacără, în cele ce urmează se prezintă unele date furnizate de firme sau centre de studii cu activitate îndelungată în domeniu.

Firma HOECHST din Germania, cu peste 35 de ani de experienţă în furnizarea de servicii în domeniul tăierii termice, îşi menţine poziţia de lieder de piaţă prin înnoirea continuă a tehnologiilor de lucru, în cadrul unui parteneriat cu firma MESSER GRIESHEIM, specializată la rândul său în dezvoltarea de echipamente pentru tăiere şi sudare. Recent, conducătorul firmei HOECHST declara că „tăierea termică cu flacără oxigaz a pieselor de mare grosime este şi va rămâne şi în viitor un procedeu de tăiere fără concurenţă”. Firma execută în regim continuu tăierea oxigaz a produselor cu grosimi de până la 400 mm. Sunt folosite 4 maşini tip portal, fiecare echipate cu mai multe capete de tăiere. Precizia dimensională asigurată la tăiere este de ± 1 mm. Până în 1997, pentru tăierea cu flacără se folosea exclusiv procedeul oxi-propan. După mai multe încercări, firma a trecut la utilizarea gazului numit „GRIESON”. Acesta a fost considerat ca fiind mai economic deoarece asigura atât viteze de tăiere superioare, cât şi reducerea cu cca. 50% a timpului de încălzire la străpungere. Singurele informaţii furnizate despre gazul GRIESON sunt acelea că este mai scump decât propanul şi mai uşor decât aerul. Ultimul aspect era subliniat de firmă pentru a argumenta faptul că se reduc pericolele de explozie şi de incendiu. Din punctul de vedere al prezentei lucrări, comentariile respective apar importante pentru că sugerează faptul că GRIESON ar putea fi un gaz bogat în hidrogen.

Firma WETZIKON din Elveţia a perfecţionat procedeul de tăiere cu oxigen pentru aplicaţii de tăiere de fier vechi, tăiere sub apă la mare adâncime, tăiere sau perforare de beton, tăierea diverselor materiale în cursul intervenţilor de salvare executate de pompieri. Firma a dezvoltat construcţia de lănci sub formă de ţeavă umplută cu sârme din diferite metale, prin interiorul căreia se suflă oxigen (fig. 3.2). După ce vârful lancei este încălzit la temperatura de aprindere, ţeava şi sârmele de la interior ard datorită aportului de oxigen şi dezvoltă temperaturi de 1900 ÷ 30000C.

Tipul lancei

Diametru exterior, mm

Greutate kg/m

Tempera-tură,˚C

Utilizare în aer

Utilizare sub apă

Circulară 6 12 16

0,21 0,75 1,30

≥ 3000 2700 2450

T, P T T

T, P T, P T, P

Circulară 13,5 17,2

1,00 1,70

2150 2050

P T, P

N N

Ovală 3/8” 1,45 2150 T, P N Circulară 21,3 2,45 2030 T, P N

Ovală - 2,38 2050 T, P N

Fig. 3.2 Lance cu secţiune circulară sau ovală prevăzută la interior cu sârme din oţel sau

aluminiu, destinate unor operaţii de tăiere cu oxigen (T), perforare (P) sau altor activităţi (N)

Tăierea cu oxigen şi gaze naturale determină carburarea suprafeţelor de tăiere. Cercetări recente efectuate în Universitatea POLITEHNICA Bucureşti pe table groase de 12 mm şi 30 mm din oţel cu granulaţie fină din clasa S350 SR EN 10025 au condus la concluzia că tăierea cu flacără oxiacetilenică influenţează metalul pe o adâncime de cca. 0,15 mm prin creşterea conţinutului în carbon de la cca.0,20% la cca.0,33% şi creşterea durităţii în zona de influenţă termică până la 450 HB [24]. Autorii au folosit piese cu marginile pregătite prin tăiere cu flacără oxiacetilenică, fără ajustări ulterioare, pentru execuţia de îmbinări sudate cap la cap prin


M - 9

procedeul automat sub flux. În urma comparaţiei cu îmbinări între piese cu rosturile pregătite prin prelucrare mecanică, s-a ajuns la concluzia că zona de influenţă termică a îmbinării sudate nu creşte ca dimensiuni, iar subzona de la marginea rostului bogată în carbon dispare prin topire şi diluţie în cusătura sudată.

Atunci când tăierea cu flacără reprezintă operaţia finală în execuţia unei piese, cum este cazul suprafeţelor de margine ale unor piese şi subansamble de structuri portante solicitate la oboseală, calitatea suprafeţelor obţinute prin tăiere oxigaz are o importanţă deosebită. Cercetările întreprinse de Universitatea TRANSILVANIA Braşov au arătat că rugozitatea suprafeţelor de tăiere se îmbunătăţeşte pe măsură ce creşte numărul rizurilor formate în urma tăierii [21, 33]. Pornind de la această observaţie, a fost dezvoltat un echipament de vibrare forţată a piesei în cursul operaţiei de tăiere şi s-a demonstrat posibilitatea corectării semnificative a calităţii suprafeţei în cazul utilizării unor vibratoare de medie frecvenţă. De exemplu, în aplicaţia prezentată a rezultat că la f = 100 Hz rugozitatea suprafeţei de tăiere se stabilizează în jurul valorii de 3 m, nivel absolut satisfăcător sub aspectul rezistenţei la oboseală.

Studii sistematice privind promovarea amestecului gazos HHO în operaţii de tăiere şi lipire au fost efectuate la Insitutului Naţional de Cercetare-Dezvoltare în Sudură şi Încercări de Materiale Timişoara în perioada 2003…2005 [6÷8]. Rezultatele obţinute în aceste studii au fost de un real folos în dezvoltarea lucrărilor care fac obiectul proiectului de faţă. O altă dezvoltare recentă în domeniu, pusă în valoare în cadrul aceluiaşi institut, este cea de înlocuire a gazelor naturale cu alte categorii de combustibili. Cercetările efectuate au demonstrat că forma caracteristicii de ardere a flăcării oxi-gaz, având dimetileter (DME) drept gaz combustibil, este similară cu cea a flăcării oxi-acetilenice [23]. DME cu formula chimică CH3OCH3 este cel mai simplu eter şi are numeroase aplicaţii tehnice între care mai cunoscute sunt cele de înlocuitor al propanului, butanului sau freonului. Utilizarea DME este considerată în plină expansiune datorită capacităţii sale de a se descompune în atmosferă fără a contribui la efectul de seră sau la degradarea stratului de ozon.

În prezent, tăierea cu flacără este în competiţie deschisă cu alte procedee de tăiere termică, şi anume: tăierea cu arc electric (arc-aer, cu electrod de cărbune, cu electrod învelit, prin scânteiere sau cu plasmă), tăierea cu oxigen şi arc electric sau oxigen şi plasmă, respectiv, tăierea cu radiaţii (fascicul de ioni, fascicul de electroni sau cu fascicul laser). Dintre acestea, cele mai utilizate sunt procedeele de tăiere cu oxigen şi plasmă, respectiv, tăiere cu oxigen şi laser.

Tăierea cu jet de plasmă a fost aplicată la nivel industrial de la începutul anilor '60, dar dezvoltarea sa pentru debitări de precizie în domeniul grosimilor mijlocii şi mari datează de la începutul anilor '70. Un salt calitativ a intervenit la nivelul anilor '90 prin dezvoltarea de echipamente capabile să focalizeze şi să dirijeze jetul de plasmă. Diversitatea variantelor actuale ale procedeului este ilustrată de clasificarea dată în tabelul 3.1 după Merkblatt DVS-2107.

În cazul tăierii uscate, focalizarea jetului de plasmă este dată de forma duzei şi a piesei catod, ambele optimizate aerodinamic. De asemenea, un efect suplimentar este asigurat de acţiunea unui jet de gaz care prin turbionare înconjoară la ieşire jetul de plasmă (Fig. 3.3).

Fig.3.3. Principiul tăierii cu plasmă cu instalaţia HiFocus, cu gaz plasmagen şi gaz turbionar


M - 10

Tabelul 3.1 Clasificarea denumirilor date de firme variantelor procedeului de tăiere cu plasmă (Merkblatt DVS-2107)

Denumirea dată de firmă Varianta procedeului de tăiere cu plasmă Conven-ţional

Gaz secundar

Apă secundară

Injecţie de apă

Focalizare mărită

Dual-Flow-Technik X Feinstrahl-Plasmatechnik X HiFocus-Plasmatechnik X X

High Plasma X X Hochstrom-Plasmatechnik X X

HyDFefinition-Plasmatechnik X X LongLife-Plasmatechnik X X X

Prazision-Plasmaschneiden X X Wasservortex X

WIPC-Plasmatechnik X Wirbelgas-Plasmatechnuk X

WMS-Prozess X XLLIFE-Time-Technik X X X

Gazul turbionar are şi rolul de protejare a duzei de stropii de metal, mai ales la începutul

contactului cu suprafaţa metelului şi în timpul operaţiei de străpungere. Primul şi cel mai ieftin gaz plasmagen folosit a fost aerul. Pe parcurs, s-au realizat numeroase

compoziţii de gaz destinate diferitelor aplicaţii ale tăierii cu plasmă. În tabelul 3.2 sunt prezentate combinaţii de gaz şi influenţa acestora asupra calităţii suprafeţelor de tăiere, în funcţie de natura materialui şi grosimea piesei.

Tabelul 3.2. Combinaţii de gaze şi influenţa acestora asupra calităţii suprafeţelor de tăiere

realizate cu procedeul oxigen/plasmă Grosime

mm Gaz plas-

magen Gaz

turbionar Observaţii

Oţel de construcţii 0,58 O2 O2 sau

O2+N2 sau N2

Toleranţă la verticalitae similară tăierii laser Suprafeţe de tăiere netede, fără bavuri

450

O2 O2 + N2 N2 sau

Aer

La grosimi până la 30 mm, toleranţă la verticalitae similară tăierii laser. Suprafeţe de tăiere netede

La grosimi până la 23 mm, fără bavuri Oţel înalt aliat

16 N2 N2 sau N2+H2

Toleranţă la verticalitae redusă. Suprafeţe de tăiere netede, fără bavuri la oţel de tip 18Cr 8Ni

545 Ar+H2+ N2

N2 sau N2+H2

Toleranţă la verticalitae redusă. Suprafeţe de tăiere netede. La grosimi până la 20 mm, fără bavuri la

oţel de tip 18Cr 8Ni Aluminiu şi aliaje de aluminiu

16 Aer N2 sau N2+H2

Suprafeţe de tăiere apropiate de verticală şi fără bavuri la aliaj de tip AlMg3 şiugozitate mică a

suprafeţelor la aliaje de aluminiu 540 Ar+H2+

N2 N2 sau N2+H2

Suprafeţe de tăiere apropiate de verticală La grosimi până la 20 mm, muchii fără bavuri

Asperităţi reduse ale suprafeţei la aliaje de aluminiu


M - 11

În cazul tăierii umede, în jetul de plasmă este injectată apă (Water Injection Plasma Cutting - WIPC). Procedeul este aplicat la tăierea oţelurilor de construcţie şi a oţelurilor cu granulaţie fină, la care, pentru a se evita formarea bavurilor, gazul plasmagen este oxigenul, precum şi la tăierea oţelurilor aliate şi înalt aliate, caz în care gazul plasmagen poate fi azotul. Apa se injectează tangenţial în arc (12 l/min) şi serveşte în primul rând la răcirea duzei de plasmă, care obişnuit este executată din cupru. Cca. 10% din apă se transformă în aburi, se disociază, se ionizează şi învăluie jetul de plasmă, luând forma unui clopot conic de apă, prin aceasta realizând răcirea piesei şi împiedecând formarea oxizilor în rostul tăiat.

Folosirea apei la tăierea cu plasmă se face în primul rând din motive economice şi de protecţia muncii. Se reduc simţitor cantităţile de fum şi praf, precum şi poluarea fonică şi emisiile de radiaţii.

Printre variantele procedeului se numără tăierea pe pat de apă la care folosesc generatoare de plasmă cu injecţie de apă şi clopot de apă, respectiv, tăierea sub apă la care atât generatorul de plasmă, cât şi piesa de tăiat se află sub apă (fig. 3.4).

Fig.3.4 Agregat de tăiere cu plasmă sub apă

Laserul cu emisie continuă de 0,5÷10 kW a devenit un mijloc eficient pentru ajustarea sau tratarea produselor metalurgice. Acţiunile locale asupra materialului care pot fi promovate prin această tehnologie includ: topire cu scop de tăiere, ajustare sau sudare, durificare, aliere sau placare. În fig. 3.5 sunt arătate condiţiile de operare tipice pentru diferite aplicaţii. Variabilele principale ale procesului sunt puterea laserului, densitatea de putere şi timpul de interacţiune.

Fig. 3.5. Densitatea de energie şi timpul de interacţiune corespunzătoare diferitelor

tehnologii de prelucrare cu laser a metalelor Alte variabile care intervin în proces, cum sunt compoziţia atmosferei în timpul

tratamentului, viteza de alimentare cu material de adaos pentru aliere sau placare, corespund


M - 12

particularităţilor fiecărei intervenţii, necesităţii protecţiei băii metalice împotriva oxidării, adâncimii pe care se doreşte să se acţioneze, compoziţiei şi structurii care trebuie obţinute în zona de strat.

Importanţa procedeelor de tăiere termică pentru tăierea propriu-zisă a materialelor metalice şi pentru pregătirea marginilor acestora (rosturilor de sudare) este astăzi de necontestat. Prin perfecţionarea continuă a soluţiilor tehnologice şi a echipamentelor de lucru, domeniile de aplicare ale diferitelor procedee s-au extins continuu astfel că astăzi procedeele de tăiere cu flacără oxigaz, cu jet de plasmă sau cu laser au devenit concurente pentru o gamă relativ largă de materiale şi grosimi de produs. Utilizatorul procedeelor de tăiere trebuie să decidă dacă precizia de tăiere şi calitatea suprefeţelor de tăiere pe care le poate obţine cu un anumit procedeu îi satisfac cerinţele în condiţii de rentabilitate. Odată cu perfecţionarea mecanizării şi automatizării proceselor de sudare, au crescut sensibil şi cerinţele privind precizia prelucrării rosturilor de sudare şi precizia dimensională a pieselor ce urmează a fi sudate. Mai ales procedeele de sudare prin topire fără metal de adaos, cum ar fi sudarea cu plasmă, sudarea cu fascicul de electroni sau sudarea laser, impun cerinţe de precizie maximă la prelucrarea rosturilor de sudare.

Modul de eliberare a energiei termice şi de concentrare a acesteia în zona de tăiere influenţează decisiv paralelismul suprafeţelor de tăiere. La tăierea cu arc electric, energia arcului este maximă la suprafaţa piesei şi se micşorează pe măsura creşterii adâncimii topite a materialului. La tăierea cu flacără oxigaz, căldura necesară topirii se eliberează continuu, pe fiecare zonă a tăieturii, prin reacţia chimică dintre fier şi jetul de oxigen de tăiere; astfel, căldura se distribuie uniform pe toată grosimea piesei. Probleme de control a distribuţiei energiei apar şi în cazul generatoarelor de plasmă convenţionale. Pentru corectarea acestui neajuns se procedează la focalizarea jetului de plasmă cu un gaz secundar, care îl înconjoară ca o manta. Gazele reactive cum sunt aerul şi oxigenul pot funcţiona şi ca gaz secundar. Cu această tehnică se obţine o creştere a densităţii şi a temperaturii arcului. Generatoarele de plasmă speciale, la care circuitul de aer secundar are forme sofisticate şi care folosesc oxigenului drept gaz plasmagen pot realiza suprafeţe de tăiere de calitate mult mai bună, comparativ cu cele obţinute cu generatoarele de plasmă convenţionale. Astfel, prin focalizare s-a reuşit creşterea de cca. 3 ori a densităţii de energie în jetul de plasmă, fapt care a făcut posibilă realizarea de tăieturi înguste, cu flancurile de tăiere aproape verticale (fig. 3.6).

Fig. 3.6. Verticalitatea şi toleranţa la înclinare pe suprafeţe obţinute prin tăiere cu plasmă la

table groase din oţel S235 JR G2 Controlul energiei de tăiere ridică probleme deosebite şi în cazul tăierii cu laser. Radiaţia

coerentă care constitue fasciculul laser părăseşte duza de tăiere într-o poziţie coaxială. La pătrunderea în material, aceasta produce încăzirea până la temperatura de aprindere sau de topire a unei zone de dimensiuni relative reduse. Pentru continuarea procesului este necesară intervenţia prin mijloace conexe. Astfel, în cazul produselor din oţel, se practică tăierea cu laser şi oxigen. Radiaţia laser produce aprinderea, iar jetul de oxigen determină arderea exotermă a fierului în direcţia grosimii materialului, în limitele unui perimetru care corespunde acţiunii radiaţiei. Procesul decurge prin perforare pas cu pas: în momentul în care s-a realizat străpungerea materialului, procesul se întrerupe, urmând a se relua odată cu aplicarea unei mişcări de avans a fasciulului, în direcţia de tăiere. Fiecare dintre aceste perforări constituie un


M - 13

proces de tăiere pentru că topirea pe direcţia grosimii se efectuează fără o acţiune specială a fasciculului laser. Grosimea de produs sau adâncimea de strat care pot fi prelucrate cu radiaţia laser depind de variabilele de proces.

Fig. 3.7 ilustrează particularităţile procesului de tăiere cu flacără, comparativ cu procesele de tăiere cu arc electric, plasmă sau laser. La tăierea cu flacără, jetul rece de oxigen este înconjurat de flacăra care îl protejează astfel ca muchia superioară a tăieturii să se afle în permanenţă la temperatura de aprindere. Diametrul zonei încălzite de flacără este mai mare decît cel al jetului

Fig. 3.7. Condiţiile de încălzire creiate prin înaintarea frontului de tăiere la tăierea cu flacără (stânga) şi la tăierea cu laser şi oxigen (dreapta)

de oxigen care, la rândul său determină lăţimea rostului tăieturii. În direcţia grosimii tablei, căldura eliberată de reacţia de ardere, raportată la unitatea de volum de material oxidat este atât de mare încât poate să topească nu numai produsele de reacţie, ci şi să menţină materialul înconjurător la temperatura de aprindere. Duzele de tăiere disponibile în prezent sunt astfel dimensionate încât diametrul alezajului şi presiunea gazului la intrarea în duză permit admisia unei cantităţi de oxigen suficiente pentru efectuarea unei tăieturi într-o tablă cu o anumită grosime. La tăierea de exemplu cu laser şi oxigen, diametrul suprafeţei încălzite de fascicolul laser este mai mic decât cel al jetului de oxigen de tăiere. arderea exotermă poate să se propage numai în direcţia grosimii tablei, în perimetrul zonei delimitate de izoterma de aprindere. Mai mult, din cauza diametrului mic al fascicolului de laser, deşi prin duză se scurge o cantitate importantă de oxigen, atomii de fier şi de oxigen care sunt capabili să reacţioneze sunt în număr limitat. Aceasta face ca odată cu creşterea grosimii tablei să scadă atât cota căldurii active de reacţie, cât şi cota de participare a căldurii de reacţie în bilanţul energetic al procesului de tăiere. În felul acesta, procesul de tăiere devine din ce în ce mai dependent de energia laserului fapt care, între altele, limitează grosimea de tăiere. Caracteristicile proceselor de tăiere menţionate mai sus sunt ilustrate în fig. 3.8. în care sunt prezentate comparativ rezultatele obţinute la tăierea tablelor groase de 16 mm din oţel S355 J2 G3 prin procedeele cu flacără, cu plasmă şi oxigen, respectiv, cu laser şi oxigen. Diferenţele sunt evidente atât din punctul de vedere al dimensiunilor rostului şi ale zonei de influenţă termică, cât şi din cel al caracteristicilor suprafeţelor rezultate din tăiere. Astfel, spre deosebire de tăietura prin procedeul oxigaz, la tăietura cu jet de plasmă, rostul este relativ mare, flancurile tăieturii nu sunt paralele, iar muchia superioară este rotunjită. În funcţie de varianta procesului de tăiere cu plasmă, deviaţia unghiulară poate atinge 1…7 grade faţă de perpendiculara la suprafaţa tablei; odată cu creşterea grosimii, se accentuează şi adâncimea rizurilor de pe suprafaţa de tăiere. În cazul procedeului laser, rostul este mic, flancurile sunt paralele, dar asigurarea acestor performanţe depinde de variabilele de proces, fiind cu atât mai dificilă cu cât creşte grosimea de produs. O imagine asupra stadiului actual de dezvoltare tehnologică în domeniul tăierii termice este oferită de datele din fig. 3.9. Criteriile de calitate şi de eficienţă economică fac de neînlocuit procedeul cu flacără oxigaz în aplicaţiile referitoare la tăierea şi ajustarea la cald a produselor cu


M - 14

Fig. 3.8 Table groase de 16 mm din oţel S355 J2 G3 tăiate prin diferite procedee cu folosirea oxigenului ca gaz de tăiere. Puterea folosită la tăierea cu plasmă 34 kW, puterea

radiaţiei laser 3 kW

grosimi de peste 3 mm din oţeluri de construcţie nealiate sau slab aliate. De altfel, trebuie observat că această categorie de produse acoperă peste 90% din totalul consumului de oţel destinat punerii în operă prin sudare. În schimb, procedeele de tăiere cu plasmă şi cu laser domină domeniul produselor de grosimi mijlocii şi mici, şi anume al produselor cu grosimi până în 5 mm în cazul procedeului laser, respectiv, sub 40 mm în cazul procedeului cu plasmă. Totuşi, trebuie observat că în cazul oţelurilor nealiate sau slab aliate supuse tăierii cu laser conţinuturile uzuale în sulf şi siliciu afectează stabilitatea procesului şi calitatea suprafeţelor de tăiere. Interesul pentru promovarea procedeelor de tăiere cu laser sau plasmă este însă evident în aplicaţiile referitoare la produse din oţeluri şi aliaje speciale, chiar şi în cazul unor grosimi importante.

Grosimea tablei [mm]

Fig. 3.9. Domeniile de aplicare ale procedeelor de tăiere termică pentru principalele

grupe de produse metalice care se pun în operă prin sudare

Tendinţele prezentate mai sus pot fi explicate în bună parte de performanţele diferitelor procedee în privinţa preciziei dimensionale a pieselor obţinute prin tăiere termică. Aşa cum se observă în fig. 3.10, dezvoltările recente în domeniul tehnologiilor de tăiere cu laser şi cu jet fin de plasmă fac posibilă efectuarea unor tăieturi înguste, cu flancurile aproape verticale, lipsite de bavuri, cu o bună precizie dimensională. Preferenţial, tehnologia laser este folosită în domeniul produselor subţiri, cu grosimi de până la 1 mm, pe când când tăierea cu plasmă cunoaşte cea mai largă aplicare la produse cu grosimi de până la 10...12 mm.


M - 15

Fig. 3.10. Domeniile de precizie dimensională atinse prin diferite procedee de tăiere termică Preocuparea actuală de mecanizare şi automatizare a sectoarelor industriale primare în

care predomină operaţiile tehnologice de tăiere şi de ajustare a semifabricatelor pune în evidenţă şi limitele soluţiilor tehnologice prezentate mai înainte. Astfel, toate procedeele prezentate ridică probleme atunci când este necesară realizarea unor orificii de dimensiuni mici, a unor decupări cu raze de curbură mici sau cu unghiuri ascuţite. În plus, echipamentele bazate pe tehnologiile cu laser şi cu plasmă de înaltă densitate sunt caracterizate prin consumuri mari energetice şi de piese de schimb. Uzura unor componente puternic solictate care condiţionează precizia dimensională şi calitatea suprafeţelor de tăiere condiţionează productivitatea, mai ales în cazul sectoarelor robotizate.

3.1.2. Bazele teoretice ale tăierii cu oxigen Gaze utilizate la tăiere. În practica tăierii metalelor, se utilizează gaze combustibile şi

oxigen pentru combustie. Alegerea gazului combustibil şi a soluţiei tehnologice de utilizare a acestuia au în vedere factori precum: puterea calorifică a gazului, temperatura de ardere în amestec cu oxigenul, cantitatea de oxigen necesară pentru formarea flăcării, exigenţele de calitate şi ecologice, disponibilitatea. În procesul tehnologic, încălzirea metalului se produce prin acţiunea zonei mijlocii a flăcării. În această zonă, arderea este incompletă, iar flacăra are proprietăţi reducătoare.

Pentru caracterizarea unui gaz combustibil, este important să se cunoască cantitatea de căldură degajată în zona mijlocie a flăcării. De exemplu, în cazul hidrogenului, arderea completă a 2 kmol are loc după reacţia [33]:

2 H2 + O2 = 2 H2O + 114800 kcal Căldura pe care o dezvoltă la arderea completă a 1 Nm3 de hidrogen este:

25624,22.2

114800 kcal/Nm3

Arderea hidrogenului în zona mijlocie a flăcării se face conform reacţiei: 4 H2 + O2 = 2 H2O + 2 H2 + 114800 kcal În zona mijlocie a flăcării, căldura dezvoltată prin arderea a 1 Nm3 de hidrogen este :

12814,22.4

114800 kcal/Nm3

În tabelul 3.3 sunt date caracteristicile unor combustibili gazoşi utilizaţi la tăiere cu oxigen.

Se observă că la toate gazele combustibile, în zona mijlocie, flacăra degajă numai o parte din totalitatea căldurii de ardere.


M - 16

Tabelul 3.3. Caracteristicile unor combustibili gazoşi utilizaţi pentru tăiere cu oxigen

Nr. crt.

Denumire Simbol chimic

Masa Moleculară

kg/mol

Masa specifică1)

kg/m3

Oxigen pentru a arde 1 Nm3 gaz

Tempe-ratura

flăcării 0C

Primar m3/m3

Secundar m3/m3

1 Hidrogen H2 2,016 0,0899 0,25 0,50 2100 2 Acetilenă C2H2 26,036 1,1709 1,15 2,50 3100 3 Metan CH4 16,032 0,7168 1,00 2,00 2000 4 Propan C3H8 44,095 1,9670 1,50 5,00 2000 5 Butan C4H10 58,000 2,4600 2,00 6,50 2100 6 Benzen C6H6 78,000 0,8780 - - 2600 7 Gaz de cocs - 11,850 0,4900 0,60 1,035 2150

Observaţie. 1) 00C şi 760 mm col. Hg Procese fizico-chimice la tăierea cu oxigen. Tăierea cu oxigen este un procedeu bazat

pe arderea localizată şi continuă a metalului preîncălzit sub acţiunea unui agent termic şi a oxigenului. Industrial, procesul de tăiere decurge în două faze, şi anume: preîncălzirea metalului până la temperatura de aprindere cu ajutorul unui amestec de oxigen şi gaz combustibil, respectiv, arderea metalului şi suflarea oxizilor.

Flacăra de preîncălzire ridică local temperatura metalului până la nivelul temperaturii de aprindere. În contact cu oxigenul, metalul aflat în frontul flacării arde pe întreaga grosime a piesei. Oxizii topiţi sunt antrenaţi de jetul de oxigen şi îndepărtaţi din zona tăieturii.

În cazul aliajelor feroase, arderea fierului în oxigen are loc după următoarele relaţii: Fe + 0,5 O2 = FeO + 64,3 kcal/g mol 2 Fe + 1,5 O2 = Fe2O3 + 198,5 kcal/g mol 3 Fe + 2,0 O2 = Fe3O4 + 266,9 kcal/g mol În bilanţul termic al procesului de tăiere a aliajelor feroase, cca.70% din cantitatea de

căldură este furnizată de procesul de ardere şi cca. 30 % de căldura flăcării de preîncălzire. Proprietăţi de tăiere. Pentru tăierea cu oxigen, condiţiile optime se întâlnesc la metalele

şi aliajele care au următoarele proprietăţi: - temperatura de aprindere este inferioară temperaturii de topire; - limita inferioară a intervalului de topire este mai înaltă decât temperatura de topire a oxizilor care se produc în timpul tăierii. Prima dintre aceste proprietăţi are în vedere susţinerea energetică a procesului de tăiere de către însuşi metalul antrenat în proces, iar cea de a doua, obţinerea unei zgure fluide care să poată fi suflată cu uşurinţă din tăietură.

În ceea ce prineşte comportarea la tăiere cu oxigen a diferitelor metale şi aliaje, se observă următoarele: - fierul are temperatura de aprindere de 10500C şi cea de topire de 15280C; temperatura de ardere a oxizilor este de cca. 22000C şi, ca urmare, fierul se comportă excelent la tăierea cu oxygen; - oţelul cu max. 0,7%C prezintă o temperatură de aprindere dependentă de conţinutul în carbon; aşa cum se observă în fig.3.11, aceasta creşte de la valoarea corespunzătoare fierului pur, pînă la cca. 13000C la oţelul cu 0,7%C; la această concentraţie a carbonului, temperatura de aprindere se situează la limita inferioară a intervalului de topire; în general, oţelurile din această categorie au o bună comportare la tăiere, atât sub aspectul calităţii suprafeţelor de tăiere, cât şi al proprietăţilor din zona de influenţă termică; prezenţa în aceste oţeluri a unor elemente precum Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Al, P, S la nivelul conţinuturilor proprii oţelului nealiat sau slab aliat nu afactează comportarea tehnologică la tăierea cu oxigen; creşterea importantă a concentraţiilor în unele dintre elementele menţionate, situaţie întâlnită de exemplu la oţelurile inoxidabile, poate


M - 17

influenţa fluiditatea zgurii rezultate la tăiere, cu afectarea corespunzătoare a calităţii şi productivităţii procesului de tăiere; - oţelul cu peste 0,7%C poate fi tăiat cu flacără greu sau foarte greu; după cum se observă în fig. 3.11, la un conţinut de 2,2%C temperatura de aprindere a oţelului se situează la nivelul limitei superioare a intervalului de topire (cca. 14000C); - fonta prezină în structură carbon liber care îngreunează semnificativ sau face neaplicabilă tăierea cu oxygen; - cuprul are temperatură de aprindere mai mare decât cea de topire; la rândul său, temperatura de topire a metalului (10840C) este mai mică decât cea a oxizilor (1230 ÷ 13350C); din aceste

Fig. 3.11. Diagrama de echilibru fazic fier-carbon. Linia ¤---¤ indică variaţia temperaturii de aprindere a oţelului în funcţie de conţinutul în carbon

motive, cuprul pur nu se pretează la tăiere prin procedeul cu oxygen; situaţia este diferită în cazul aliajelor de cupru la care nivelurile temperaturilor menţionate se modifică odată cu natura şi concentraţia elementelor de aliere; - aluminiul are temperatura de topire 6580C, iar oxidul de aluminiu (Al2O3) - 20500C; ca urmare, apare evident că aluminiul pur nu se pretează la tăierea cu oxygen; aliajele de aluminiu prezintă o comportare la tăiere diferenţiată, funcţie de natura aliajului şi grosimea de produs. 3.1.3. Exemplu de tăiere a produselor plate din oţel.

Lucrările experimentale au fost efectuate în conformitate cu regulile generale pentru calificarea procedurilor de sudare prescrise conform EN ISO 15614-1:2004 “Specificarea şi calificarea procedurilor de sudare pentru materiale metalice – Partea 1: Sudarea cu arc şi cu gaz a oţelurilor şi sudarea cu arc a nichelului şi a aliajelor de nichel”.

Programul experimental a fost desfăşurat la un producător cu experienţă – Societatea Comercială GRIRO S.A., specializată în execuţia de utilaje tehnologice pentru industria energetică, chimică şi petrochimică. În cadrul acestei societăţi, există un sector puternic de pregătirea fabricaţiei în care se execută lucrări de tăiere şi ajustare produse din oţel, secţii de sudură, precum şi un compartiment de laboratoare în care se execută lucrări de instruire şi de calificare profesională a sudorilor şi operatorilor sudori.

Echipamentul de cercetare a inclus: - generatorul RAI-1500/2008 echipat cu:

- debitmetru de precizie pentru gaze ALICAT SCIENTIFIC 16 SERIES (USA) - precizie de măsurare masică…………..+/- 0.8% din valoarea citită, - precizie de măsurare volumetrică……..+/- 0.2% pe toata scala - repetabilitate…………………………..+/- 0.2% - capacitate de masurare volumetrică…..100 l /min.

- manometru de reglare a presiunii de ieşire WIKA (Germania) - clasa 1,5

- presiune gaz ……………………………0-10 bar - racord………………………………….. R ¼” - cameră IR Thermacam S65HSV pentru măsurarea temperaturii


M - 18

- gama de măsură a temperaturii: -40 .. 5000 °C - precizie: ± 2 °C - rezoluţie spaţială (IFOV): 1.1 mrad - sensitivitate termică: 50 mK la 30°C - domeniul lungimii de undă IR : 7,5 ... 13 μm - zoom digital: 2x, 4x, 8x

- conexiune USB, Firewire Materiale. Programul experimental s-a concentrat pe un oţel de marcă 13CrMo4-5 conform SR EN 10028-2:96 “Produse plate din oţeluri pentru recipiente sub presiune. Partea 2: Oţeluri nealiate şi aliate cu caracteristici specificate la temperaturi ridicate”. În conformitate cu încadrarea prevăzută în SR EN 10028-2:96, oţelul menţionat este un oţel aliat special, din categoria oţelurilor sudabile, cu granulaţie fină şi limită de curgere minimă garantată de 225 N/mm2. Acesta se încadrează în grupa 5, subgrupa 5.1, conform sistemului de grupare definit prin EN ISO/TR 15608, rev.2004. Din punctul de vedere al sudabilităţii, aspect care prezintă interes în aplicaţia de faţă, rezultatele obţinute pe această grupă de materiale sunt acoperitoare în raport cu comportarea materialelor din grupele inferioare.

Produsele folosite în cadrul programului experimental au provenit din table groase de 18 mm, livrate în stare normalizată şi revenită.

Compoziţia chimică şi caracteristicile mecanice ale produselor selectate rezultă din Tabelele 3.4 şi 3.5.

Tabel 3.4. Compoziţia chimică a tablelor groase de 8 mm şi 18 mm folosite

în cadrul cercetărilor (conţinuturi în %)

C Si Mn P S Al Cr Mo Altele SR EN 10028

0,081 ÷ 0,18

max 0,35

0,40 1,00

max. 0,030

max. 0,030

1) 0,70 ÷ 1,15

0,40 ÷ 0,60

-

Şarja 22369

0,137 0,29 0,60 0,009 0,003 0,034 0,99 0,509 Nb 0,002 B 0,0001

Observaţii: 1) Conţinutul se determină pe şarjă şi trebuie să figureze în certificat

Tabelul 3.5. Caracteristici mecanice ale tablelor groase de 18 mm

Rp0,2+20

N/mm2 Rp0,2

+300

N/mm2 Rm

N/mm2 A5

% KV+20

J Prevederi SR EN 10028

min. 225

min. 205

450 600

min. 20

min. 311)

Şarja 22369, Grosime 18 mm

339 252 478 31 2642)

Observaţii: 1) Medie pe trei încercări; 2)Epruvete cu crestătură U3 Operaţiile de tăiere au fost precedate de teste preliminare care au constat din:

a) verificarea funcţionării echipamentului folosit în cadrul programului experimental, şi anume - verificarea stării tehnice a generatorului RAI 1500-2008 şi a încadrării acestuia în parametrii nominali de funcţionare ca presiune şi debit de amestec gazos HHO produs; - verificarea stării tehnice a componentelor conexe ale echipamentului, în principal din punctul de vedere al funcţionării corecte a arzătorului şi a integrităţii furtunului; - verificarea conexiunilor din punctual de vedere al lipsei pierderilor de amestec gazos HHO şi de oxigen;

b) instruirea operatorilor folosiţi pentru experimentări care au provenit din S.C. GRIRO S.A.; aceştia sunt instruiţi în conducerea lucrărilor de tăiere prin procedeul manual cu flacără oxigaz;


M - 19

suplimentar, s-a procedat la instruirea acestora prin descrierea echipamentului de tăiere cu amestec gazos HHO şi a modului de funcţionare a acestuia; c) execuţia de reglaje ale flăcării de tăiere şi a parametri de lucru experimentaţi.

Aspectul flăcării pentru regimul de lucru reţinut pentru experimentări rezultă din fig.3.12.

a.

b.

Fig. 3.12. Aspectul flăcării de amestec gazos HHO la ieşirea din arzătorul

RHONA tip RK-20 prevăzut cu 10 duze de 0,5 mm dispuse circular pentru amestec gazos HHO şi 1 duză centrală de 1 mm pentru oxigen

a. imagine obţinută cu camera optică; b. imagine obţinută cu camera termografică

Testele preliminare efectuate au permis confirmarea faptului că echipamentul funcţionează corect, este fiabil şi permite atât reglarea flăcării, cât şi conducerea procesului de ardere în conformitate cu exigenţele specifice tehnicii tăiere cu flacără. Operaţiile de tăiere s-au realizat în următoarea succesiune: - s-au identificat condiţiile tehnice ale suprafeţelor de tăiere pentru această etapă a cercetării, şi anume

- absenţa unor imperfecţiuni majore pe întreaga lungime a tăieturii, conf. SR EN 12584; - încadrarea calităţii suprafeţei în Clasa II conform SR EN ISO 9013;

- s-a procedat la identificarea corpurilor de probă conform certificatelor de calitate ale tablelor din care acestea au fost prelevate şi marcajelor aplicate la debitare; - s-au verificat aspectul şi dimensiunile corpurilor de probă, cu rezultate satisfăcătoare, arătate în tabelul 3.6;

Tabelul 3.6. Dimensiunile corpurilor de probă

Corp probă Bucăţi Grosime, mm Lăţime, mm Lungime, mm

A 2 18,2 300 500

- s-a procedat la aşezarea fiecărui corp de probă pe suportul utilajului mecanizat de tăiere, aşa cum se observă în fig. 3.13; - s-a procedat la execuţia operaţiei de tăiere mecanizată, şi anume

- s-a aprins arzătorul şi s-a asigurat reglajul flăcării la presiunea de alimentare de 6 bar; - s-a încălzit zona de început a tăieturii prin deplasarea continuă a flăcării până în momentul topirii şi aprinderii metalului de bază pe întreaga grosime;


M - 20

Fig. 3.13. Aspectul standului de tăiere mecanizată de la S.C. GRIRO S.A. cu corpul de probă pregătit pentru tăiere

- s-a deschis alimentarea cu oxigen la presiunea de 6 bar şi s-a declanşat sistemul

mecanizat de deplasare a capului de tăiere; - după execuţia tăierii pe întreaga lungime a corpului de probă, s-a oprit alimentarea cu oxigen a capului de tăiere, apoi s-a oprit alimentarea cu amestec gazos HHO.

Imaginile din fig.3.14 ilustrează succesiunea manevrelor. În total, pe fiecare corp de probă au fost executate numeroase experimentări de tăiere în

scopul optimizării parametrilor de lucru. Parametrii de tăiere stabiliţi în cadrul programului experimental au fost monitorizaţi, aşa cum se arată în tabelul 3.7.

Tabelul 3.7. Parametrii procesului de tăiere pentru produsele din oţel aliat 13CrMo4 5 SR EN 10028-2 5 cu grosime de 18 mm

Parametrul UM Valori

Presiunea amestecului gazos HHO bar 4,0 ÷ 6,0 Debitul amestecului gazos HHO l O2/min 30 ÷ 50 Presiunea oxigenului bar 4,0 ÷ 6,0 Distanţa duzei faţă de material mm 7,0 ÷ 9,0 Viteza de tăiere mm/min 300 ÷ 400

Examinări şi verificări. Suprafeţele de tăiere au fost verificate în ceea ce priveşte încadrarea în condiţiile de

calitate. Rezultatele obţinute se prezintă astfel: - aspectul suprafeţelor de tăiere se observă în fig.3.15; macroscopic, suprafeţele de tăiere nu au prezentat imperfecţiuni precum supra-topire sau rotunjire excesivă a rostului, topire incompletă sau profil neregulatal suprafeţelor de tăiere, rost lărgit sau deviaţie unghiulară a rostului, arsuri, aderenţe de zgură sau fisuri; - calitatea suprafeţelor de tăiere a corpurilor de probă A şi B, evaluată conform prevederilor SR EN ISO 9013, rezultă din tabelul 3.8; aceasta corespunde condiţiilor tehnice ale clasei 3.2 conform SR EN ISO 9013; - grosimea tăieturii nu a depăşit 1,7 mm.


M - 21

a. d.

b. e.

c. f.

Fig. 3.14. Succesiunea manevrelor la operaţia de tăiere a corpurilor de probă. Începerea topirii şi aprinderea metalului de bază (a); avansul frontului de tăiere în stadii succesive ale operaţiei –

imagini cu camera optică (b, c, d), respectiv, cu camera termografică (e, f)

Tabelul 3.8. Calitatea suprafeţelor de tăiere a corpurilor de probă A şi B

SR EN

9013/Corp de probă

Abatere perpendicularitate

u, mm

Înălţime neregularităţi2)

Ry5, μm

Întârziere rizuri, n, mm

Raza de rotunjire a muchiei superioare

r, mm Prescris 1,12 124,40 - -

A 0,45÷0,61 85,2÷112,9 0,61÷0,85 < 1,0


M - 22

a.

b. Fig. 3.15. Suprafaţa de tăiere la tabla groasă de 18 mm din oţel 13CrMo4-5 SR EN 10028-2:96

a) aspectul macroscopic b) detaliu al suprafeţei de tăiere (×2) Datele tehnice şi aspectele practice reţinute ca fiind importante din punctul de vedere al

conducerii procesului de tăiere au fost consemnate în “Procedura de tăiere cu amestec gazos HHO a produselor din oţel” nr. P1, rev.1/2008 şi în „Instrucţiunea de tăiere cu amestec gazos a produselor din oţel” nr. I1, rev.1/2008, dată în Anexa II.

3.2. TĂIEREA PLĂCILOR DIN PLUMB 3.2.1. Proprietăţi fizice şi chimice ale plumbului. Plumbul este un metal moale,

maleabil şi fără tendinţă de ecruisare prin deformare plastică. Are greutatea specifică de 11,4 g/cm3.

Temperatura de topire este de 3270C, iar temperatura de fierbere la presiunea ambiantă de 17500C. Vaporii de plumb sunt toxici. Conductibilitatea termică a este de 0,083 cal/cm.s.0C, valoare ce reprezintă cca. 9% din conductibilitatea termică a cuprului. Căldura specifică este de 19 cal/g.0C în intervalul 0 ÷ 4000C. Din cauza căldurii specifice reduse, topirea plumbului necesită o cantitate mică de căldură pe unitatea de volum.

În aer, plumbul se acoperă cu o peliculă de oxid (PbO). Oxidul de plumb are greutatea specifică de 9,4 g/cm3, iar temperatura de topire de 8500C.

Hidrogenul, oxigenul şi azotul se dizolvă în plumb în cantitate foarte mică. 3.2.2. Particularităţi ale comportării plumbului la tăiere termică şi sudare.

Datele de literatură nu menţionează plumbul printre metalele capabile să se aprindă şi să ardă în prezenţa oxigenului, nici chiar atunci când metalul se află sub formă de pulbere. Ca dovadă, experimental s-a constatat că, din punct de vedere energetic, procesul de tăiere a plumbului nu poate fi susţinut de reacţia de combinare a metalului cu oxigenul antrenat în proces. În schimb, temperatura de topire relativ scăzută face posibilă tăierea prin topire a plumbului. În acest scop, pot fi folosite cele mai diverse surse de energie, inclusiv a celor din categoria gazelor combustibile.


M - 23

O altă particularitate a comportării la tăiere termică a plumbului este aceea că temperatura sa de topire este semnificativ mai joasă decât cea a oxidului de plumb. În aceste condiţii, zgura vâscoasă şi greu fuzibilă formată în contactul metalului cu oxigenul nu este favorabilă procesului de tăiere.

Sudarea plumbului se execută de obicei prin procedeele cu flacără. Din cauza temperaturii de topire scăzute, este preferată flacăra oxigaz a gazelor petroliere lichefiate (propan, butan) sau flacăra oxihidrică. Arzătoarele utilizate sunt mici, corespunzătoare unor debite de 20…100 l/h.

Metalul de adaos utilizat la sudare are compoziţie chimică similară celei a metalului de bază. Sârma de sudare se obţine prin topirea deşeurilor de plăci sau ţevi de plumb care nu au în compoziţie cositor. Grosimea acesteia se corelează cu cea a metalului de bază.

3.2.3. Exemplu de tăiere cu flacără a plumbului. Echipamentul folosit în cercetările privind tăierea cu flacără a plumbului cu amestec

gazos HHO au fost generatorul RAI 1500/2008, echipat cu opritor de flacără şi cu aparate de reglare şi de măsură a presiunii şi debitului de gaz, precum şi arzătorul de tip RHONA RK 20 (USA) cu duză de 1 mm diametru.

Analiza reglajului flăcării, precum şi al regimului termic în cursul procesului de tăiere s-a efectuat cu ajutorul camerei termografice Thermacam S65 şi a echipamentelor de înregistrare conexe arătate la tăierea oţelului.

Conducerea lucrărilor experimentale au fost efectuată în conformitate cu regulile generale arătate în cazul produselor din oţel, cu menţiunea că pentru tăiere s-a folosit numai flacăra de amestec gazos HHO, fără adios de oxygen. Aspectul particular luat în considerare în cazul tăierii plumbului a fost cel al incompatibilităţii plumbului cu condiţia de aprindere şi de ardere pentru generarea de energie termică în cursul operaţiei de tăiere cu flacără. De asemenea, vâscozitatea ridicată a oxizilor de plumb formaţi în frontul de tăiere a fost luată în considerare în reglarea intensităţii flăcării de tăiere.

Programul experimental a fost desfăşurat la Societatea Comercială GRIRO S.A. Materiale. Cercetările experimentale s-au efectuat pe plumb de calitate Pb 99,97 SR EN

12659:2001, obţinut prin topirea unor table de plumb. Corpurile de probă au fost de formă paralelipipedică, cu grosimi de 40 ÷ 45 mm.

Testele preliminare au constat din: a) verificarea funcţionării echipamentului, şi anume

- verificarea stării tehnice a generatorului RAI 1500/2008 şi a încadrării acestuia în parametrii nominali de funcţionare ca presiune de amestec gazos HHO produs; - verificarea stării tehnice a componentelor conexe ale echipamentului, în principal din punctul de vedere al funcţionării corecte a arzătorului şi a integrităţii furtunului; - verificarea conexiunilor din punctual de vedere al lipsei pierderilor de amestec gazos HHO;

b) instruirea operatorului folosit pentru experimentări care a provenit din S.C. GRIRO S.A.; acesta era instruit în conducerea lucrărilor de tăiere prin procedeul manual cu flacără oxigaz; suplimentar, s-a procedat la instruirea sa prin descrierea echipamentului de tăiere cu amestec gazos HHO şi a modului de funcţionare a acestuia; c) execuţia de reglaje ale flăcării de tăiere. Au fost experimentaţi diferiţi parametri de tăiere ca reglaj al flăcării, distanţă duză/material, viteză de avans. În final, s-a reţinut un regim de lucru bazat pe o flacără rigidă. Aspectul flăcării pentru regimul de lucru reţinut pentru experimentări rezultă din fig. 3.16.

Execuţia operaţiilor de tăiere s-a realizat în următoarea succesiune: - s-a stabilit ca suprafeţele de tăiere să fie evaluate din punctul de vedere al calităţii în conformitate cu criteriile aplicate la produsele din oţel, adică prin încadrare în clase de calitate conform SR EN ISO 9013;


M - 24

Fig. 3.16. Aspectul flăcării de amestec gazos HHO la ieşirea din arzătorul de tip RHONA RK 20 (USA) cu duză de 1 mm

- s-a procedat la aşezarea fiecărui corp de probă pe suportul utilajului mecanizat de tăiere din Laboratorul GRIRO S.A., aşa cum se observă în fig. 3.17;

Fig. 3.17. Aspectul standului de tăiere mecanizată de la S.C. GRIRO S.A.

- s-a procedat la execuţia operaţiei de tăiere mecanizată, şi anume - s-a aprins arzătorul şi s-a asigurat reglajul flăcării la presiunea de alimentare; - s-a încălzit zona de început a tăieturii prin apropierea continuă a flăcării până în momentul începerii topirii metalului de bază pe întreaga grosime a plăcii; - s-a declanşat sistemul mecanizat de deplasare a capului de tăiere şi s-a executat operaţia de tăiere pe întreaga lungime a corpului de probă.

Îmaginea din fig.3.18 ilustrează regimul termic al piesei în cursul operaţiei de tăiere.

Fig. 3.18. Regimul termicla tăierea plăcii groasede 45 mm din plumb


M - 25

În total, pe fiecare corp de probă au fost executate numeroase teste de tăiere în scopul optimizării parametrilor de lucru. Parametrii de tăiere stabiliţi în cadrul programului experimental sunt sintetizaţi în Tabelul 3.9.

Tabelul 3.9. Parametrii procesului de tăiere pentru plăcile groase de 45 mm din plumb

Parametrul UM Valori Presiunea amestecului gazos HHO bar 4,0 ÷ 6,0 Debitul amestecului gazos HHO l O2/min 15 ÷ 25 Distanţa duzei faţă de material mm 7,0 ÷ 9,0 Viteza de tăiere mm/min 100 ÷ 250

4.3.3. Examinări şi verificări. Elaborarea proiectului procedurii de tăiere Suprafeţele de tăiere executate în cadrul programului experimental au fost verificate în ceea

ce priveşte încadrarea în condiţiile de calitate. Rezultatele obţinute se prezintă astfel: - aspectul suprafeţelor de tăiere se observă în fig. 3.19; macroscopic, suprafeţele de tăiere prezintă anumite imperfecţiuni precum zone scurte cu topire incompletă la baza suprafeţei de tăiere şi profil mai puţin regulat al suprafeţelor de tăiere, comparativ cu performanţele înregistrate în cazul tăierii oţelului; - calitatea suprafeţei de tăiere a corpurilor de probă cu grosimea de 45 mm, evaluată conform prevederilor SR EN ISO 9013, rezultă din tabelul 3.10; aceasta corespunde condiţiilor tehnice ale clasei II conform SR EN ISO 9013;

Fig. 3.19. Aspectul macroscopi al suprafeţei de tăiere la placa groasă de 45 mm din plumb (×2)

Tabelul 3.10. Calitatea suprafeţelor de tăiere în cazul plăcilor groase de 45 mm din plumb

Grosime corp

probă, mm

Abatere perpendicularitate

u, mm

Înălţime neregularităţi,

Ry5, μm

Întârziere rizuri, n, mm

Raza de rotunjire a muchiei superioare

r, mm 45 0.80÷1,01 5,3÷5,6 6,59÷7,2 <1,0

Grosimea tăieturii a fost de cca. 4 mm.


M - 26

Datele tehnice şi aspectele practice reţinute ca fiind importante din punctul de vedere al conducerii procesului de tăiere au fost consemnate în “Procedura de tăiere cu amestec gazos HHO a plăcilor groase de plumb” nr. P2, rev.1/2008, şi în “Instrucţiunea de tăiere cu amestec gazos HHO a plăcilor groase de plumb” nr. I2, rev.1/2008 , dată în Anexa III.

4. LIPIREA CU FLACĂRĂ DE AMESTEC GAZOS HHO 4.1. CONCEPŢIA CONSTRUCTIVĂ ŞI CONDIŢII TEHNICE DE EXECUŢIE A

ÎMBINĂRILOR PRIN LIPIRE 4.1.1. Clasificarea îmbinărilor prin lipire Lipirea este una dintre cele mai vechi si mai răspândite metode de îmbinare a metalelor.

În prezent, ca urmare a acumulării de cunostinţe privind aliajele metalice şi particularităţile de comportare ale acestora, lipirea este percepută deopotrivă ca o artă şi o tehnică cu reale valenţe practice. American Welding Society (AWS) defineşte lipirea ca parte a familiei proceselor de sudare prin care se realizează o îmbinare nedemontabilă prin încălzirea pieselor de îmbinat la o temperatură adecvată şi în condiţiile utilizării unui metal de adaos având temperatura lichidus inferioară celei solidus a materialelor de bază. Umplerea interstitiului dintre suprafeţele pieselor de îmbinat rezultă prin forţe de capilaritate.

Tehnica de lipire trebuie să satisfacă trei criterii: - piesele se îmbină fără topirea metalelor de bază; - metalul de adaos trebuie să aibă o temperatură lichidus de peste 4500C în cazul

procedeului de lipire tare sau brazare (brazing), respectiv, de până la 4500C în cazul procedeului de lipire moale (soldering);

- metalul de adaos trebuie să adere la suprafeţele metalelor de bază şi să pătrundă, respectiv, să rămână în interstitiul îmbinării prin acţiunea forţelor de capilaritate.

Îmbinarea trebuie concepută astfel încât, în condiţiile alinierii corecte a componentelor de lipit şi a controlului nivelului şi distribuţiei temperaturii în întreaga zonă care cuprinde îmbinarea, să se asigure umplerea interstiţiului cu metal de adaos prin acţiunea forţelor de capilaritate.

Procesul de lipire rezultă prin sucţiunea sub acţiunea forţelor de capilaritate a metalului de adaos topit în spaţiul îngust dintre piesele de îmbinat. Metalul de adaos are compoziţie diferită de cea a pieselor de îmbinat. Această diferenţă poate avea influenţă asupra comportării în serviciu a îmbinării, în principal în cazul aplicaţiilor la temperaturi ridicate, în medii corozive sau al îmbinărilor solicitate la oboseală. Mai mult, caracteristicile materialelor din care sunt executate piesele de îmbinat pot fi influenţate de ciclurile termice specifice lipirii.

Ca tipuri de îmbinări care pot fi realizate prin lipire, practica a impus două tipuri de bază, şi anume: cap la cap sau prin suprapunere (fig. 4.1).

a.

b.

Fig. 4.1. Tipuri de bază ale îmbinărilor prin lipire

a. îmbinare prin suprapunere; b. îmbinare cap la cap De obicei, este promovat tipul de îmbinare prin suprapunere deoarece este mai uşor de executat şi asigură o rezistenţă mecanică comparabilă cu cea a metalelor de bază. Tipul de


M - 27

îmbinare cap la cap este promovat în aplicaţiile în care metalul de adaos folosit la lipire are rezistenţă mai mare decât cea a metalelor de bază sau atunci când grosimea sau lungimea îmbinării prin suprapunere nu sunt compatibile cu exigenţele constructive. Metalul de adaos din îmbinările prin suprapunere este solicitat preponderent la forfecare. Lungimea de suprapunere a pieselor care alcătuiesc îmbinarea trebuie corelată cu grosimea şi caracteristicile piesei mai slabe, creşterea peste anumite limite a lungimii de suprapunere ne mai putând contribui la creşterea capacităţii portante a îmbinării.

4.1.2. Dimensiunile interstiţiului pentru lipire Zonele caracteristice ale unei îmbinări prin lipire sunt arătate schematic în fig.4.2.

material influenţat termi la lipire zonă de difuzie material de bază material de adaos

Fig. 4.2. Zonele caracteristice ale unei îmbinări prin lipire

Unul dintre cele mai importante aspecte în operaţia de lipire este controlul interstiţiului dintre piesele de îmbinat, adică al spaţiului dintre cele două piese prin care metalul de adaos trebuie să curgă sub acţiunea forţelor de capilaritate. Acesta este definit prin termenul de interstiţiu la temperatura de lipire. După cum se observă în fig.4.3, acesta poate diferi de interstiţiul la temperatura ambiantă, aspect care este important în special în cazurile îmbinărilor cap la cap sau al îmbinărilor prin suprapunere ale produselor tubulare executate din materiale de bază diferite.

Principalii factori care trebuie luaţi în considerare la stabilirea interstiţiului la temperatura de lipire sunt materialele de bază ale pieselor de îmbinat, geometria îmbinării în stare finită, modul de pregătire a suprafeţelor pieselor în zona de lipire, fluxul şi eventual atmosfera controlată folosite la lipire, viteza de încălzire şi temperatura de lipire, tehnica de conducere a procesului de lipire.

Fig. 4.3. Interstiţiul la pregătirea pieselor pentru lipire a)îmbinare cap la cap între produse bridate; b)îmbinare între produse tubulare; A-ansamblul la

temperatura ambiantă, B-ansamblul la temperatura de lipire, g1 - interstiţiul la temperatura ambiantă, g2 - interstiţiul la temperatura de lipire


M - 28

Influenţa metalului de bază la îmbinările între piese din materiale similare nu este mare dacă nu intervin modificări metalurgice importante în zonele de contact cu metalul de adaos. În situaţiile în care la temperatura de lipire apar procese locale de inter-aliere care pot să influenţeze fluiditatea metalului de adaos, este necesară prevederea unor interstiţii suficient de mari astfel încât să se asigure pătrunderea metalului de adaos în întreaga zonă a îmbinării.

Influenţa metalului de bază la îmbinările între piese din materiale disimilare devine importantă în primul rând sub aspectul considerării diferenţelor între coeficienţii de dilatare termică (fig. 4.4).

Fig. 4.4. Interstiţiul la temperatura ambiantă şi, respectiv, la temperatura de lipire în cazul îmbinării prin lipire a pieselor tubulare din materiale disimilare

1- molibden, 2- oţel, A- ansamblul la temperatura ambiantă, B- ansamblul la temperatura de lipire, d- diametrul exterior al piesei din oţelînainte de lipire, d- diametrul interior al piesei din molibden înainte de lipire, g- interstiţiul la temperatura ambiantă, g- interstiţiul la temperatura

de lipire În situaţii extreme, pot apare închideri complete sau deschideri excesive ale interstiţiului

care să conducă la defecte de natura lipsei de pătrundere, respectiv, a scurgerii metalului de adaos din îmbinare. Deoarece interstiţiul la temperatura de lipire este un parametru esenţial al procesului de lipire, interstiţiul la temperatura ambiantă, respectiv, cotele de prelucrare ale pieselor de îmbinat, trebuie calculate în funcţie de coeficienţii de dilatare ai materialelor de bază, de dimensiunile pieselor şi de temperatura de lipire. Importanţa factorilor arătaţi creşte odată cu dimensiunile pieselor, nivelul temperaturii de lipire şi, respectiv, diferenţa între coeficienţii de dilatare termică ai materialelor în cauză.

Influenţa metalului de adaos rezultă din condiţia de a se asigura anumite dimensiuni ale interstiţiului în funcţie de fluiditatea fiecărui material de adaos la temperatura de lipire. În tabelul 4.1 sunt date valorile de interstiţiu la temperatura de lipire recomandate pentru principalele clase de materiale de adaos utilizate în procesele de lipire tare ale aliajelor de cupru şi aluminiu. Simbolurile claselor de aliaje corespund prevederilor SR EN ISO 3677 „Metale de adaos pentru lipire moale, lipire tare şi sudare prin lipire. Notare”.

Aliajele de lipire cu domeniu de topire îngust, cum sunt cele din clasele de aliere cu elemente ca Si, B, P, Zn care determină şi scăderea temperaturii de topire, prezintă o bună fluiditate şi capacitate de pătrundere prin capilaritate. Dimpotrivă, aliajele de lipire cu domeniu larg al temperaturii de topire asigură performanţe optime în condiţiile unor interstiţii situate către limitele superioare ale domeniilor de valori recomandate.

Influenţa calităţii suprafeţei rezultă în principal pe seama nivelului de rugozitate. Suprafeţele prea rugoase sau prea fine afectează pătrunderea prin capilaritate a aliajului de lipire. Orientarea neregularităţilor suprafeţei, determinată de procedeul de prelucrare, influenţează modul de deplasare a aliajului în interstiţiu.


M - 29

Tabelul 4.1. Interstiţiul la temperatura de lipire pentru metalele de adaos utilizate la lipirea tare a aliajelor de cupuru şi aluminiu

Clasa de aliaj

de lipire Simbol conform SR EN ISO 3677

Interstiţiul la temperatura de lipire,

mm Aliaj de aluminiu AL 0,05÷0,25

Aliaj de argint AG 0,05÷0,30 Aliaj de cupru CP 0,05÷0,30

CU1xx max. 0,15 CU2xx, CU3xx max. 0,10

Pentru a facilita pătrunderea prin capilaritate a metalului de adaos, pot fi necesare intervanţii prin polizare sau chiar modificări ale tehnologiei de prelucrare. Oxizii şi urmele de ulei trebuie îndepărtate prin curăţare, degresare şi dacă este necesar prin decapare pentru a nu influenţa aderenţa şi pătrunderea în îmbinare a aliajului de lipire. Experienţa practică a arătat că, atunci când este utilizaţă o atmosferă de protecţie sau vacuumul, dimensiunea interstiţiului se poate reduce către limita minimă a domeniului recomandat. 4.1.3. Poziţionarea metalului de adaos în zona interstiţiului Materialele de adaos pentru lipire sunt produse, de obicei, sub formă de sârme, bare, folii, bandă placată, pulbere sau chiar ca material pre-format. Alegerea tipului de produs, precum şi stabilirea cantităţii şi a modului de poziţionare a metalului de adaos în interstiţiul îmbinării trebuie rezolvate în strânsă legătură cu tehnica de conducere a procesului de lipire. În cazul procedeelor manuale cu arzător, de obicei, se foloseşte metal de adaos sub formă de sârmă sau bară. Alimentarea se poate face fie în timpul procesului de lipire, fie plasând materialul în zona îmbinare înainte de începerea procesului de încălzire.

În fig. 4.5 sunt date exemple de poziţionare a metalului.

Poziţionare inelară a MA, recomandată pentru

îmbinări de tip placă-ţeavă MA de tip folie este recomandat pentru lipiri

multiple pe suprafeţe mari

MA de tip disc recomandat pentru îmbinarea

pieselor cu secţiune circulară MA de tip inelar recomandat pentru îmbinarea

pieselor de secţiune circulară cu umăr de centrare

MA tăiat la lungime din sârmă sau bandă, recomandat pentru îmbinări de lungime mică

Pasta de lipire facilitează procesele de lipire automatizate

Fig. 4.5. Exemple de poziţionare a metalului de adaos (MA) în vederea lipirii


M - 30

de adaos în vederea lipirii, iar în fig. 4.6 sunt prezentate câteva recomandări privind modul de amplasare a metalului de adaos în cazurile diferitelor tipuri de îmbinări

4.1.4. Poziţionarea pieselor în vederea lipirii Poziţionarea pieselor în vederea lipirii este o operaţie esenţială de care depinde conducerea corectă a procesului de lipire şi încadrarea îmbinării în condiţiile tehnice prescrise. În fig. 4.7 se prezintă soluţii de poziţionare promovate uzual.

Fig. 4.6 Recomandări privind poziţionarea metalului de adaos în cazurile diferitelor tipuri de îmbinări (stânga – soluţie care se aplică curent; dreapta - soluţie îmbunătăţită)

1- material de adaos, 2- barieră pentru oprirea curgerii metalului de adaos, 3- şanfrenarea uşurează deplasarea prin capilaritate a metalului de adaos, 4 - materialul de adaos plasat în

interstiţiu


M - 31

a. b.

c. d.

e. f.

g. h.

i. j.

k. l.

m.

Fig. 4.7. Soluţii de poziţionare a pieselor în vederea lipirii a) cherneruire, b) randalinare, c) sudare prin rezistenţă în puncte, d) sudare prin descărcare

electrică, e) nituire, f) lărgire, g) aşezare centrată, h) ciocănire, i) fixare cu şurub, j) centrare cu degajare, k) poziţionare liberă, l) auto-rezemare, m) auto-centrare

4.1.5. Materiale de bază

Aluminiul, cuprul şi aliajele acestora pot fi utilizate în aplicaţii cu lipire tare într-o gamă largă de calităţi şi sortimente de produse. În tabelele 4.2 şi, respectiv, 4.3 se dau principalele calităţi de aliaje de aluminiu şi cupru prevăzute în standardele europene pentru aplicaţii cu sudare şi lipire tare. Date detaliate privind compoziţia chimică, caracteristicile fizice şi mecanice, sortimentele de produse şi toleranţele dimensionale rezultă din următoarele standarde:

Pentru aluminiu şi aliaje de aluminiu - SR EN 573-1...4:98 „Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Compoziţie chimică şi produse prelucrate prin deformare plastică”, - SR EN 754-1...8:98 „Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Bare şi ţevi trase la rece”, - SR EN 755-1...8:98 „Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Bare, ţevi şi profile extrudate”,

Pentru cupru şi aliaje de cupru - SR EN 13347 „Cupru şi aliaje de cupru. Bare şi sârme pentru sudare şi pentru lipire tare”, - SR EN 12167:02 „Cupru şi aliaje de cupru. Profile şi bare pentru aplicaţii generale”


M - 32

Tabelul 4.2. Aluminiu şi aliaje din aluminiu pentru aplicaţii prin lipire tare

Tipul de aliaj Simbol conform SR EN 573-2,3

Elemente de aliere

Aluminiu Seria 1000 EN AW-Al 1199÷EN AW-Al 99 - Aliaje aluminiu-cupru

Seria 2000 EN AW-Al Cu5,5MgMn ÷ EN AW-Al Cu2Li2Mg1,5

Cu; Mg; Mn;Ti; (Li; Ni)

Aliaje aluminiu-mangan Seria 3000

EN AW-Al Mn0,2Mg0,1 ÷ EN AW-Al Mn1Cu0,3

Cu; Mn; Cr; Zn; Ti; (Zr)

Aliaje aluminiu-siliciu Seria 4000

EN AW-Al Si10Mg1,5 ÷ EN AW-Al Si12(A)

Cu; Mn; Mg; Zn; (Cr; Ni; Co; Ti; Bi;)

Aliaje aluminiu-magneziu Seria 5000

EN AW-Al Mg1(B) ÷ EN AW-Al –Mg4,5MnZr(A)

Si; Cu; Mn; Cr; Zn; Ti; (Ni; V; Ga; Zr)

Aliaje aluminiu-magneziu – siliciu Seria 6000

EN AW-EAl MgSi ÷ EN AW-Al Si1MgMn(A)

Si; Cu; Mn; Mg; Cr; Zn; Ti; (Ni; V; Bi; Pb; Cr; B)

Aliaje aluminiu-zinc Seria 7000

EN AW-Al Zn6Mg0,8Zr ÷ EN AW-Al Zn7MgCu

Zn; Cu; Mn; Mg; Cr; Ti; (Ni; Ga; V; Zr)

Aliaje de aluminiu complexe Seria 8000

EN AW-Al Fe1,5Mn ÷ EN AW-Al Li2,5Cu1,5Mg1

Fe; Cu; Mn; Mg; Zn; Ti; (Cr; Zr)

Tabelul 4.3. Cupru şi aliaje din cupru pentru aplicaţii prin lipire tare

Tipul de aliaj Simbol conform SR EN 13347

Elemente de aliere, %

Cupru Cu-ETP; Cu-OF; Cu-DHP Total ≤ 0,1 Diverse aliaje din cupru

CuSi3Mn1; CuSn1MnSi; CuMn13Al6Fe2Ni2

Mn; Fe; Al; Sn; Si; P

Aliaje cupru-zinc CuZn40Si; CuZn40MnSiSn; CuZn37Si; CuZn40Sn1; CuZn40Fe1Sn1MnSi;

CuZn39Fe1Sn1MnNiSi

Zn; Sn; Mn; Si, Ni

Aliaje cupru-staniu CuSn5; CuSn6; CuSn8; CuSn12 Sn; P Aliaje cupru-aluminiu CuAl6Si2Fe; CuAl10Fe1; CuAl8;

CuAl9Ni4Fe3Mn2 Al; Si; Fe; Ni

Aliaje cupru-nichel-zinc

CuNi10Zn42 Ni; Zn;

În legătură cu comportarea la lipire a aliajelor de aluminiu şi a celor de cupru, se observă

următoarele: - aceste aliaje se realizează industrial într-o gamă variată de produse obţinute prin

deformare plastică la cald sau la rece; de obicei, aplicaţiile în care se adoptă soluţii constructive cu lipire se referă la produse plate sau tubulare de grosime mică, ale căror operaţii finale de prelucrare includ deformare plastică la rece; la astfel de produse, macrostructura şi caracteristicile mecanice depind nu numai de gradul de aliere ci, în mod decisiv, şi de gradul de deformare la rece;

- aliajele de cupru pot avea în compoziţie adaosuri tehnologice de plumb, introduse pentru îmbunătăţirea comportării la aşchiere; plumbul este insolubil în cupru şi aliajele acestuia; în cantităţi de peste 2%, plumbul poate afecta procesul de lipire prin interacţiune cu metalul de adaos; principalele efecte negative sunt scăderea aderenţei metalului de adaos la metalul bază şi creşterea sensibilităţii la fisurare a îmbinării; fenomenele negative pot


M - 33

fi limitate prin folosirea unui flux adecvat şi prin controlul regimului termic la lipire, în sensul încălzirii cât mai uniforme şi al reducerii temperaturii şi duratei de încălzire;

- metalele de adaos folosite la lipirea aluminiului şi a aliajelor de aluminiu sunt, de obicei, din clasa aliajelor aluminiu-siliciu; atunci când metalul de bază conţine în compoziţia chimică magneziu, acesta reacţionează la temperatura de lipire cu siliciul din aliajul de lipire, formând la interfaţă un compus intermetalic; în aliajele cu peste 2% magneziu, compusul intermetalic de la interfaţă poate genera procese de fragilizare a îmbinării, aspect care trebuie verificat prin testele de calificare a procesului tehnologic de lipire.

- 4.1.6. Materiale de adaos Conform SR ISO 3677:2002, materialele de adaos pentru lipire sunt grupate în funcţie de

compoziţia chimică şi destinaţie, folosindu-se simbolurile: - „S” pentru toate aliajele pentru lipire moale; - „B” pentru toate aliajele pentru lipire tare şi sudare prin lipire. Principalele materiale de adaos pentru lipire sunt standardizate în SR EN 1044:2002 „Lipire

tare. Metale de adaos pentru lipire tare” şi aparţin claselor de aliaje arătate în tabelul 4.4.

Tabelul 4.4. Clase de aliaje pentru lipirea tare a aliajelor de cupru şi aluminiu, conform SR EN 1044

Clasa de aliaj

pentru lipire tare Simbol conf. SR EN 1044

Domenii de topire, 0C Solidus Lichidus

Aliaj de aluminiu AL101÷Al104; AL201; AL301; AL302 520÷575 585÷630 Aliaj de argint AG101÷AG108 620÷680 655÷760

AG201÷AG208 675÷820 730÷870 AG301÷AG309; AG351 595÷635 620÷765

AG401÷AG403; AG501÷AG503 600÷960 705÷970 Aliaj cupru-

fosfor CP101÷CP105 645 645÷825 CP201÷CP203 710 770÷890 CP301÷CP302 650÷690 700÷825

Aliaj de cupru CU101÷CU106 1070÷1085 1080÷1100CU201÷CU202 825÷910 990÷1040 CU301÷CU306 870÷890 890÷920

Aliaj de nichel NI101÷NI107 875÷1080 875÷1135 NI108÷NI112 880÷1120 950÷1150

Aliaj de paladiu PD101÷PD106 805÷900 900÷950 PD201÷PD204 970÷1235 1010÷1235

Aliaj de aur AU101÷AU106 905÷995 910÷1020

Domeniile temperaturilor de topire ale acestor aliaje sunt arătate în fig. 4.8. Combinaţiile uzuale metal de bază/metal de adaos recomandate pentru lipire tare, precum şi procedeele de lipire considerate adecvate pentru diferitele clase de aliaje pentru lipire sunt date în tabelul 4.5, în conformitate cu recomandările SR EN 14324 „Lipire tare. Ghid de aplicare a îmbinărilor realizate prin lipire tare”.

În legătură cu datele din acest tabel, se precizează următoarele: - alegerea aliajului de lipit pentru o anumită aplicaţie depinde de factori precum: dotările disponibile, volumul fabricaţiei, exigenţele impuse îmbinării, aspecte economice; - aliajele de lipire din clasa AL sunt utilizate preponderent pentru lipirea produselor din aluminiu, în cazul aplicaţiilor la aliaje de aluminiu putând interveni restricţii; - aliajele de lipire din clasa AG pot acoperi o gamă largă de aplicaţii, dar sunt mai puţin utilizate la lipirea aluminiului şi a aliajelor acestuia;


M - 34

Fig. 4.8. Domeniile temperaturilor de topire ale principalelor clase de aliaje pentru lipire tare

- aliajele din clasa CP nu sunt folosite uzual la lipirea cuprului şi a aliajelor acestuia decât în cazurile unor aplicaţii în atmosfere controlate sau cu fluxuri speciale; - aliajele din clasa CU sunt folosite curent la lipirea produselor din cupru sau aliaje de cupru, precum şi a altor clase de materiale de bază;

Tabelul 4.5. Combinaţii uzuale metal de bază / aliaj de lipire şi procedeele de lipire recomandate conform SR EN 14324

Metal de bază Cu şi aliaj de Cu Al şi aliaj de Al Procedee de lipire

recomandate Clasa de aliaj de lipire Cu şi aliaj de Cu AG - F, I, R, C, B, L

AU F, I, R, C, B, L CP F, I, R, NI I, C CU F, I, R, C, L

Al şi aliaj de Al - AL F, I, C, L Observaţii: F-lipire cu flacără; I-lipire prin inducţie; R-lipire prin rezistenţă, C-lipire în cuptor; B- lipire prin imersie; L-lipire cu laser - aliajele din clasele NI şi AU sunt folosite la lipirea cuprului sau a aliajelor de cupru numai în cazurile unor aplicaţii speciale în care îmbinările trebuie să satisfacă exigenţe de comportare la coroziune sau la temperaturi ridicate.

4.1.7. Fluxuri pentru lipire Fluxul pentru lipire prezintă o importanţă deosebită în aplicaţiile de brazare în care nu se

folosesc atmosfere de protecţie. De obicei, se prezintă sub formă de pastă, pulbere sau, mai rar, lichid. Uneori, fluxul este integrat în metalul de adaos, la interiorul sârmelor tubulare.

În procesul de lipire, fluxul este aplicat în zona îmbinării, de obicei, înainte de începerea încălzirii îmbinării.

Fluxurile pentru lipire sunt standardizate în SR EN 1045 „Lipire tare. Fluxuri pentru lipire tare. Clasificare şi condiţii tehnice de livrare”. Principalele clase de fluxuri incluse în acest standard sunt arătate în tabelul 4.6. În legătură cu utilizarea acestor fluxuri, se fac următoarele precizări: - cele mai multe fluxuri sunt active din punct de vedere chimic, iar resturile acestora trebuie îndepărtate după încheierea procesului de lipire; - fluxurile pentru lipiri la temperaturi de peste 750 0C, de exemplu din clasele FH21 sau FH30, sunt greu solubile în apă, motiv pentru care trebuie îndepărtate prin tehnici abrazive sau cu ultrasunete;


M - 35

Tabelul 4.6. Fluxuri pentru lipire tare conform SR EN 1045

Nr. crt.

Clasa Temperaturi de utilizare, 0C

Observaţii

1. FH10 550 ÷ 800 Conţine bor şi fluoruri. Este de uz general 2. FH11 550 ÷ 800 Conţine bor şi fluoruri. Se foloseşte la lipirea aliajelor de

tip Cu-Al 3. FH12 550 ÷ 850 Conţine bor şi fluoruri. Se foloseşte la lipirea oţelurilor

aliate, inclusiv inoxidabile 4. FH20 700 ÷ 1000 Conţine bor şi fluoruri. Se foloseşte la temperaturi peste

750 0C. Este coroziv. Se elimină prin spălare 5. FH21 750 ÷ 1100 Conţine componente de bor. Este de uz general. Nu este

coroziv 6. FH30 ≥ 1100 Conţine bor, fosfaţi şi silicaţi. Se foloseşte cu metal de

adaos având Cu şi Ni 7. FH40 600 ÷ 1000 Conţine cloruri şi fluoruri. Se foloseşte în aplicaţiile unde

nu este premisă prezenţa borului 8. FL10 ≥ 550 Conţine cloruri, fluoruri şi compuşi de litiu. Este

higroscopic. Se foloseşte la lipirea aluminiului şi aliajelor de aluminiu

9. FL20 ≥ 550 Conţine fluoruri nehigroscopice şi nu este coroziv - fluxurile pentru lipiri la temperaturi sub 750 0C sunt de obicei solubile în apă caldă sau la temperatura de fierbere, rareori fiind necesară folosirea unor tehnici speciale de curăţare, de exemplu cu ultrasunete; - fluxurile din clasa FL10 pentru lipirea produselor din aluminiu sunt puternic corozive, dar pot fi îndepărtate fără dificultate deoarece sunt solubile în apă; - fluxurile din clasa FL20 nu sunt corozive şi nu necesită precauţii speciale la operaţia de curăţare.

4.2. EXEMPLE DE LUCRĂRI DE LIPIRE A ALIAJELOR DE CUPRU ŞI ALUMINIU

4.2.1. Echipament şi materiale Lucrarile de lipire cu flacără de amestec gazos HHO realizate de colectivul de cercetare

au fost conduse in conformitate cu regulile generale pentru elaborarea şi calificarea procedurilor de lipire. Proiectele procedurilor de lipire pot fi folosite în producţie de către operatori competenţi. Echipamentul utilizat în cadrul programului experimental a aparţinut S.C. Rokura Aplicaţii Industriale SRL şi a constat din:

- generator de amestec gazos HHO de tip RAI 1500/2008, echipat cu aparate de reglare şi măsură, precum şi cu sisteme de siguranţă pentru prevenirea întoarcerii flăcării;

- arzător tip RHONA RK-20; - cameră termografică tip Thermacam S65HSV , conectată prin interfaţă firewire.

Programul experimental a fost desfăşurat la producători cu experienţă, cum este de exemplu S. Comercială CELSIUS 2000 S.R.L., specializată în execuţia de centrale termice şi echipamente de încălzire şi S. În cadrul acestei societăţi se execută îmbinări prin lipire ale elementelor tubulare din circuitele de gaz, apă rece şi apă caldă specifice centralelor de încălzire cu combustibili gazoşi;

Programul experimental s-a concentrate pe două sortimente de componente:


M - 36

- subansamblul tubular obţinut prin lipire, alcătuit din ţeavă de cupru şi piese de conexiune din alamă din structura centralei termice KESTON 36 Combi; detalii privind alcătuirea constructivă şi dimensiunile subansamblului rezultă din desenul dat în fig. 4.9;

Fig. 4.9. Desenul subansamblului tubular C.10C.3.00 alcătuit din ţeavă de cupru şi piese de conexiune din alamă asamblate prin lipire

- subansamblul tubular, alcătuit din ţevi rotunde din aluminiu. Îmbinările studiate au fost de tip suprapunere.

Materiale de bază folosite în cadrul aplicaţiilor rezultă din tabelul 4.7.

Tabelul 4.7. Materiale folosite în cadrul programului experimental1)

Aplicaţia Material

Standard Produs

Cod reper Dimensiuni, mm

Standard Lipire cupru şi aliaje de cupru

Cu 99,95 SR EN 13347 STAS 199/2

Ţeavă gaz C.10.00.02.02

15×1 SR EN 13347

Cu Sn 6

SR EN 13347 Niplu

E.SI.01.00.18 Φ15×1/2”

SR EN 13347

Cu Zn 40PbSn SR EN 13347

STAS 95

Flanşă C.10C.2.00.73.0

Φ15 SR EN 13347

Lipire aluminiu şi aliaje de aluminiu

Al 99,9 SR EN 573

Ţeavă rotundă C.10C.00

10×1/12×1/ SR EN 755-7

Materiale de adaos folosite în cadrul aplicaţiilor sunt date în tabelul 4.8. 4.2.2. Execuţia de îmbinări prin lipire Preliminar execuţiei lucrărilor de lipire au fost efectuate verificări care au constat din:

a) verificarea funcţionării echipamentelor, şi anume - verificarea stării tehnice a generatorului RAI 1500 şi a încadrării acestuia în parametrii nominali de funcţionare ca presiune de amestec gazos HHO produs; - verificarea stării tehnice a componentelor conexe ale echipamentului, în principal din punctul de vedere al funcţionării corecte a arzătorului şi a integrităţii furtunului; - verificarea conexiunilor din punctual de vedere al lipsei pierderilor de amestec gazos HHO;


M - 37

Tabelul 4.8. Materiale de adaos folosite în experimentările de lipire tare1)

Aplicaţia Metal de adaos Flux de lipire

Material Standard

Produs Standard, normă

Calitate Standard

Lipire tare cupru şi aliaje de cupru

Aliaj de argint2) ROLOT S5

SR EN 1044

Vergea Φ2 x 500mm

Flux de lipire LP5-FH10

DIN 8511

Lipire tare aluminiu şi aliaje de aluminiu

Aliaj de aluminiu Easyweld5)

Vergea: Φ3 x 500 mm

-

b) instruirea operatorilor folosiţi pentru experimentări care au provenit din societatea CELSIUS 2000; aceştia sunt instruiţi în conducerea lucrărilor de lipire prin procedeul manual şi dispun de o bună practică în ghidarea mijloacelor de încălzire şi folosirea metalului de adaos şi a fluxului în procesul de lipire, corespunzător soluţiilor tehnologice practicate în cadrul societăţii; suplimentar, s-a procedat la instruirea acestora prin descrierea echipamentului de lipire cu amestec gazos HHO şi a modului de funcţionare a acestuia; c) execuţia de reglaje ale flăcării de lipire şi experimentarea diferiţilor parametri de lucru; aspectul flăcării pentru regimul de lucru reţinut pentru experimentări rezultă din fig. 4.10.

Fig. 4.10. Aspectul flăcării de amestec gazos HHO la ieşirea din arzătorul tip RK-20 cu 10 duze de 0.5 mm, alimentat la presiunea de 2 bar

Testele preliminare efectuate au permis confirmarea faptului că echipamentul funcţionează

corect, este fiabil şi permite atât reglarea flăcării, cât şi conducerea procesului de încălzire în conformitate cu exigenţele specifice tehnicii de lipire cu flacără.

Execuţia îmbinărilor de produse tubulare din aliaje de cupru s-a efectuat în următoarea succesiune a operaţiilor: - s-au definit condiţiile tehnice ale îmbinării prin lipire, şi anume

- interstiţiu în zona de lipire, 0,15 ± 0,1 mm, - lungimea de suprapunere, 12,0 ± 0,5 mm, - condiţii de calitate esenţiale – etanşeitate, aspect, dimensiuni;

- s-a procedat la verificarea fiecărei piese din punctul de vedere al aspectului şi al dimensiunilor conform condiţiilor tehnice sunt date în desenele de execuţie. - s-a procedat la aşezarea pieselor în poziţia de lipire şi anume niplul, respectiv, flanşa au fost fixate, pe rând, în menghine, iar ţeava de gaz s-a poziţionat vertical, cu rezemare pe umărul


M - 38

piesei de capăt, astfel ca lungimea de suprapunere să fie de 12 mm; pe suprafeţele pieselor, în zonele de îmbinare, s-a aplicat un strat subţire de flux; - s-a procedat la execuţia operaţiei de lipire manuală, şi anume

- s-a aprins arzătorul şi s-a asigurat reglajul flăcării la presiunea de alimentare de 2 bar; - s-a încălzit zona de lipire prin deplasarea continuă a flăcării;

- s-a aplicat aliajul de lipire, concomitent cu menţinerea încălzirii până în momentul în care acesta s-a fluidizat şi a pătruns în interstiţiu în cantitatea necesară la temperatura de lucru de 650 0C;

- s-a îndepărtat flacăra şi subansamblul s-a lăsat să se răcească liniştit; - s-a şters zona îmbinării cu o cârpă moale. Imaginile din fig.4.11 ilustrează succesiunea manevrelor.

a.

b.

c. d. Fig. 4.11. Succesiunea manevrelor la operaţia de lipire a subansamblui tubular din cupru şi

aliaje de cupru a. componentele îmbinării ţeavă/flanşă; b. componentele îmbinării ţeavă/niplu,

c. începutul operaţiei de încălzire, d. finalizarea lipirii Execuţia îmbinărilor de produse tubulare din aliaj de aluminiu a fost condusă similar

celei descrisă mai sus. Verificări şi încercări. Subansamblurile executate în cadrul programului experimental au

fost verificate în ceea ce priveşte încadrarea în condiţiile esenţiale de calitate. În cazul îmbinărilor din aliaje de cupru, aspectul îmbinărilor realizate se observă în fig. 4.12. Testele efectuate cu rezultate corespunzătoare au cuprins: examinare vizuală conform SR

EN 12799, examinare metalografică macroscopică conform SR EN 12797, verificare etanşeitate (la 150 mbar suprapresiune) conform Instrucţiuni de lucru IC 5 “Verificarea etanşeităţii traseului de gaz” ediţia 3/2007 S.C. CELSIUS 2000 S.R.L.


M - 39

Fig. 4.12 Aspectul subansamblului din produse de cupru şi aliaje de cupru

În cazul îmbinărilor din aliaj de aluminiu, rezultatele obţinute se apreciază ca fiind corespunzătoare. Macroscopic şi dimensional nu s-au constatat neconformităţi. În fig. 4.13 se prezintă aspectul subansamblului în stare finită.

Fig. 4.13. Îmbinare prin lipire tare cu flacără de amestec gazos HHO în cazul unor produse tubulare din aluminiu

Datele tehnice şi aspectele practice reţinute ca fiind importante din punctul de vedere al

conducerii proceselor de lipire au fost consemnate în: “Procedură de lipire tare prin procedeul manual cu flacără de amestec gazos HHO a produselor din cupru şi aliaje de cupru”, nr. P3, rev.1/2008 şi Instrucţiunea de lipire tare nr. I3, rev.1/2008 , dată în Anexa III; “Procedură de lipire tare prin procedeul manual cu flacără de amestec gazos HHO a produselor din aluminiu şi aliaje de aluminiu”, nr. P4, rev.1/2008 şi Instrucţiunea de lipire tare nr. I4, rev.1/2008, dată în Anexa IV.


M - 40

4.3. EXEMPLU DE LIPIRE A PRODUSELOR SINTERIZATE 4.3.1. Categorii de produse sinterizate Un număr important de componente industriale cuprind în alcătuirea lor piese sinterizate

încorporate prin asamblări nedemontabile realizate prin lipire. Cele mai frecvente aplicaţii se referă la piese sinterizate din materiale dure, rezistente la uzură prin abraziune, precum: scule aşchietoare, echipate cu plăcuţe din metale dure, materiale ceramice, diamante, nitrură de bor, scule de minierit sau alte scule care lucrează prin percuţie, filiere de trefilat, scule destinate prelucrării metalelor prin deformare, tije de comparator etc.

Conform SR ISO 513:1996, materialele dure destinate aplicaţiilor prin aşchiuere se clasifică în funcţie de aplicaţii, în grupe principale de aşchiere, subdivizate la rândul lor în grupe de aplicaţii, aşa cum este arătat în tabelul 4.9.

Tabelul 4.9. Materiale dure pentru prelucrări prin aşchiere

Categoria Simbol Grupa

Metale dure HW Metale dure neacoperite, conţinând în principal carbură de tungsten (WC)

HT Metalo-ceramice dure neacoperite, conţinând în principal carbură de titan (TiC) sau nitrură de titan (TiN)

HC Metale dure ca cele de mai sus, acoperite Ceramice CA Oxizi ceramici conţinând în principal oxid de aluminiu (Al2O3)

CM Amestecuri ceramice pe bază de oxid de aluminiu, dar conţinând şi alţi oxizi

CN Nitruri ceramice, conţinând în principal nitrură de siliciu (Si3N4) CC Ceramice ca cele de mai sus, acoperite

Diamant DP Diamant policristalinNitrură de bor BN Nitruri de bor policristaline

Fiecare grupă de aplicaţii este simbolizată printr-o literă (P, M sau K) care reprezintă

grupa principală, urmată de un număr distinctiv, stabilit de fabricant, funcţie de aplicaţiile de interes. Se menţionează faptul că o grupă de aplicaţii defineşte un domeniu de utilizare şi anumite condiţii de lucru. Ca urmare, grupa de aplicaţii nu defineşte un tip de material dur şi nu trebuie confundată cu acesta. Literele P, M sau K şi grupele de aplicaţii în simbolul cărora aceste litere constituie elementul definitoriu principal nu pot fi identificate cu tipurile de materiale dure de aşchiere care, în consecinţă, nu pot avea aceeaşi simbolizare.

4.3.2. Plăcuţele din carburi metalice sinterizate prezintă condiţii tehnice de calitate conform STAS 6373/4-90 “Plăcuţe din carburi metalice. Plăcuţe pentru lipire pe scule aşchietoare”.

Cuţitele de strung cu plăcuţe din carburi metalice sinterizate au condiţii tehnice generale de calitate stabilite prin STAS 6541-90 “Cuţite de strung cu plăcuţe din carburi metalice sinterizate. Condiţii tehnice generale de calitate”. Din punctul de vedere al prezentei cercetări, prezintă interes următoarele condiţii tehnice: a) forma şi dimensiunile cuţitului, care trebuie să se încadreze în prevederile documentaţiei tehnice de produs; variantele de execuţie şi condiţiile tehnice prescrise pentru coada cuţitului nu apar importante în condiţiile aplicaţiei date; de asemenea, nu au fost reţinute ca semnificative condiţiile stabilite prin standard privind zona tăişului cuţitului, deoarece încadrarea în aceste prevederi se asigură prin prelucrări ulterioare operaţiei de lipire; b) rugozitatea suprafeţelor cuţitului, care este prescrisă în limitele Ra 0,4 ÷ 6,3 în funcţie de rolul fiecărei suprafeţe în procesul de aşchiere; încadrarea în condiţiile severe menţionate se asigură prin rectificare şi lepuire; c) material, în legătură cu care se fac precizările care urmează


M - 41

- forma şi dimensiunile plăcuţei din carburi metalice trebuie să corespundă prevederilor din STAS 6373/1-86 “Plăcuţe din carburi metalice. Plăcuţe pentru cuţite de strung. Dimensiuni”, sau documentaţiei tehnice de produs, cu încadrare în grupele de aplicaţii arătate la pct.4.3.1; - materialul corpului cuţitului trebuie să fie conform tabelului 4.10; - materialul pentru lipit plăcuţe se stabileşte prin documentaţia tehnică de produs; stratul lipiturii trebuie să aibă o grosime de max. 0,2 mm;

Tabelul 4.10. Materialul corpului cuţitului

Varianta cozii Material A. Cuţit cu suprafaţa de reazem a cozii prelucrată prin aşchiere, care se fixează

direct pe suportul maşinii-unelte

C45 sau C50 SR EN 10083-1+A1:1999 OLC 45 sau OLC 50 STAS 880-88

B. Cuţit cu toate suprafeţele prelucrate prin aşchiere, care se fixează în bară

port-cuţit

C45 sau C50 SR EN 10083-1+A1:1999 – bare trase OLC 45 T sau OLC 50 T STAS 2880-81

d) execuţie, în legătură cu care se reţin aspectele următoare

- pe suprafaţa de sprijin a plăcuţei în locaşul din coada cuţitului nu se admit întreruperi ale lipiturii; - pe suprafeţele laterale se admite o întrerupere de până la 20 % din lungimea totală a cordonului lipiturii, dar nu în mod continuu şi cu condiţia ca întreruperea lipiturii să nu fie plasată la începutul sau la sfârşitul conturului vizibil al suprafeţei de reazem; - lipitura plăcuţei trebuie să fie de o calitate care să permită cuţitului să reziste la încercarea de aşchiere prescrisă prin standard;

e) aspect, pentru care sunt menţionate exigenţala următoare - la partea exterioară a cuţitului, pe plăcuţă, nu se admit fisuri, teşituri sau locuri ştirbite pe muchia aşchietoare; - racordarea muchiei de aşchiere principală cu cea secundară trebuie să fie lină şi să corespundă cu raza prescrisă, fără treceri bruşte; - muchiile cozii cuţitului trebuie să fie teşite sau rotunjite; - pe suprafaţa cozii cuţitului nu se admit crăpături, fisuri sau urme de aliaj de lipit, bavuri de sudură sau părţi atacate de coroziune;

f) comportarea la aşchiere, se verifică prin teste de aşchiere cu menţiunea că verificarea respectivă are scopul de a stabili calitatea lipiturii plăcuţei, care trebuie să asigure rezistenţa cuţitului în condiţiile testului. 4.3.3. Exemplu de execuţie a lucrărilor de lipire cu amestec gazos HHO a produselor sinterizate

Programul experimental a fost desfăşurat la un producător cu experienţă – Societatea Comercială CARMESIN S.A. Bucureşti, specializată în execuţia de piese sinterizate şi de scule pentru prelucrări mecanice prin aşchiere. În cadrul acestei societăţi se execută îmbinări prin lipire ale plăcuţelor din carburi metalice sinterizate pe corpuri de scule pentru aşchiere. Echipamentul utilizat în cadrul programului experimental a aparţinut SC Rokura Aplicaţii Industriale SRL şi a constat din:

- generator de amestec gazos HHO de tip RAI 1500/2008, echipat cu aparate de reglare şi măsură, precum şi cu sisteme de siguranţă pentru prevenirea întoarcerii flăcării;

- arzător tip RHONA RK-20 (USA) cu duza de 1mm, conectat la generator prin intermediul unui furtun de tip PROPA-TRESS;

- cameră termografică tip Thermacam S65 conectata prin interfata firewire.


M - 42

Materiale de bază. Programul experimental s-a concentrat pe un sortiment de cuţit de strung cu placuţă din carburi metalice sinterizate conform STAS 6376-89. În producţia S.C. CARMESIN S.A. Bucureşti acest produs este realizat în producţia curentă conform stanardului de firmă Sf nr. 20/2001. Îmbinările lipite ale acestui produs sunt de tip suprapunere;

Datele referitoare la materialele folosite în cadrul cercetării rezultă din tabelul 4.11.

Tabelul 4.11 Materiale folosite în cadrul programului experimental

Componenta Material

Standard Produs

Standard Dimensiuni, mm

Standard Plăcuţă CMS Plăcuţă CMS

SF nr.1/2001 K10

STAS 6373/4-90 A 12 (5×8×12)

STAS 6373/1-86 Corp C 45 W

DIN 17350/SEW150 Bară □ 15

SR EN 10079 14×14×125

Sf. nr. 20/2001

Materialele de adaos folosite în cadrul programului experimental sunt date în tabelul 4.12.

Tabelul 4.12. Materiale de adaos folosite în experimentările de lipire tare1)

Metal de adaos Flux de lipire

Material Standard

Produs Dimensiuni

Calitate Standard

Produs

Aliaj de argint2) AgCu400Sn STAS 8903

Bandă 0.3x70 mm

LP5-FH10SR EN 1045

Pastă

Toate materialele de adaos au fost selectate şi achiziţionate prin consultări cu furnizorii şi prin teste de casă, folosind mostre din diferite tipuri de produse.

Execuţia de îmbinări prin lipire tare a fost precedată de teste preliminare care au constat din:

a) verificarea funcţionării echipamentului, şi anume - verificarea stării tehnice a generatorului RAI 1500/2008 şi a încadrării acestuia în parametrii nominali de funcţionare ca presiune şi debit de gaz produs; - verificarea stării tehnice a componentelor conexe ale echipamentului, în principal din punctul de vedere al funcţionării corecte a arzătorului şi a integrităţii furtunului; - verificarea conexiunilor din punctul de vedere al lipsei pierderilor de amestec gazos HHO;

b) instruirea operatorilor folosiţi pentru experimentări, şi anume - operatorii folosiţi pentru execuţia lucrărilor de lipire au provenit din societatea S.C. CARMESIN S.A. Bucureşti; - operatorii sunt instruiţi în conducerea lucrărilor de lipire prin procedeul manual şi dispun de o bună practică în ghidarea mijloacelor de încălzire şi folosirea metalului de adaos şi a fluxului în procesul de lipire, corespunzător soluţiilor tehnologice practicate în cadrul societăţii; suplimentar, s-a procedat la instruirea acestora prin descrierea echipamentului de lipire cu amestec gazos HHO şi a modului de funcţionare a acestuia;

c) execuţia de reglaje ale flăcării de lipire; aspectul flăcării pentru parametrii de lucru adoptaţi rezultă din fig. 4.14.

Testele preliminare efectuate au permis confirmarea faptului că echipamentul funcţionează corect, este fiabil şi permite atât reglarea flăcării, cât şi conducerea procesului de încălzire în conformitate cu exigenţele specifice tehnicii de lipire cu flacără.


M - 43

Fig. 4.14. Aspectul flăcării de amestec gazos HHO la ieşirea din arzătorul tip RHONA

RK-20 (USA) cu duza de 1mm, alimentat la presiunea de 2 bar

Lucrarile de lipire au fost executate in următoarea succesiune: - s-au definit condiţiile tehnice ale îmbinării prin lipire, şi anume

- interstiţiu în zona de lipire, 0,2 ± 0,1 mm, - lungimea de suprapunere, 12,0 ± 0,5 mm, - condiţii de calitate esenţiale – aspect, dimensiuni;

- s-a procedat la verificarea fiecărei componente din punctul de vedere al aspectului şi al dimensiunilor conform condiţiilor tehnice din documentaţiile de referinţă. - s-a stabilit poziţia de lipire, şi anume poziţia înclinată a corpului cuţit la cca 30 grade; - s-a procedat la aşezarea pieselor în poziţie, şi anume

- corpul cuţitului s-a fixat în menghine; - s-a aplicat un strat subţire de decapant în lăcaşul port-plăcuţă; - s-a plasat în acelaşi locaş metalul de adaos sub formă de lamelă cu de dimensiuni 0.3x12x16 mm; - s-a aşezat în poziţie plăcuţa din material sinterizat;

- s-a executat operaţia de lipire manuală cu flacără de amestec gazos HHO, şi anume - s-a aprins arzătorul şi s-a verificat reglajul intensităţii flăcării la presiunea de alimentare de 2 bar; - s-a început încălzirea prin aplicarea flăcării în principal pe corpul cuţitului, cu apropiere pe durate scurte de zona de contact plăcuţă-corp; - s-a urmărit fluidizarea aliajului de lipire şi a fluxului la temperatura de 650…700 0C, astfel încât încălzirea să asigure topirea şi deplasarea prin capilaritate a metalului de adaos, precum şi aşezarea plăcuţei în poziţie, în condiţiile limitării la minim a duratei de încălzire, astfel încât să se evite supraîncălzirea componentelor; - s-a îndepărtat flacăra şi piesa a fost lăsată să se răcească în aer liniştit; - după răcire, cuţitul a fost sablat în zona de lipire;

- s-a procedat la verificarea piesei. În fig. 4.15, se prezintă o serie de imagini care ilustrează principalele momente ale procesului

de lipire. Verificări şi încercări. Subansamblurile cuţit de degroşare executate în cadrul programului

experimental au fost supuse următoarelor verificări: - examinare vizuală conform SR EN 12799; - analiză metalografică macroscopică conform SR EN 12797. Aspectul tipic al îmbinărilor prin lipire tare rezultă din fig.4.16.


M - 44

a.

b.

c.

d.

FIG. 4.15. Principalele momente ale procesului de lipire a plăcuţei din material sinterizat pe

corpul cuţitului de prelucrare prin aşchiere a. materialele de bază şi cele de adaos; b. componentele pregătite pentru lipire; c. perioada de încălzire cu orientarea flăcării preponderent spre corpul cuţitului; d. momentul topirii

aliajului de lipire

a.

b.

c. d.

Fig. 4.16. Cuţit drept pentru degroşare, cu plăcuţă din material sinterizat

lipită cu flacără de amestec gazos HHO. ansamblu cuţit (a), detalii în vedere de sus (b), laterală (c), frontală (d)


M - 45

Datele tehnice şi aspectele practice reţinute ca fiind importante din punctul de vedere al conducerii procesului de lipire au fost consemnate în “Procedura de lipire tare a materialelor sinterizate nr. P5, rev.1/2008 şi Instrucţiunea de lipire tare nr. I5, rev.1/2008, dată în Anexa V.

5. SĂNĂTATEA ŞI SECURITATEA MUNCII ÎN OPERAŢIILE DE

LIPIRE ŞI TĂIERE CU FLACĂRĂ DE AMESTEC GAZOS HHO 5.1. SĂNĂTATEA MUNCII 5.1.1. Noxe generate la lipirea şi tăierea termică Operatorii din sectoarele industriale spacializate în operaţii de lipire, tăiere termică şi sudare

sunt expuşi acţiunilor vătămătoare generate de sursele concentrate de energie cum sunt flăcările, arcurile electrice sau jeturile de plasmă sau laser proprii diferitelor echipamente şi instalaţii tehnologice aflate în funcţiune în secţiile de producţie. Principalele noxe constau în emisii de fum, gaze, radiaţii luminoase, câmpuri magnetice şi electrice. Formarea noxelor în timpul operaţiilor de lipire sau tăiere depinde de tipul procedeului aplicat, de materialul supus tăierii, de intensitatea energiei degajată de sursă sau de distanţa de la sursa de energie la suprafaţa produsului. Cunoaşterea naturii şi intensităţii emisiilor de noxe este de primă importanţă pentru asigurarea unor condiţii de lucru corespunzătoare din punctul de vedere al sănătăţii şi securităţii muncii operatorilor.

Fumul se compune din diverse particule aflate în suspensie. El se degajă aproape în toate procesele de lipire sau de tăiere termică. De exemplu, la tăierea cu flacără, metalul de bază este topit şi expulzat din frontul de tăiere. În timp ce particulele mai grele cad sub acţiunea gravitaţiei, particulele mici şi uşoare - de ordinul a 5 ÷ 100 μm - sunt purtate de curenţii de aer. Pericolul pe care îl reprezintă aceste particule este că pot pătrunde cu uşurinţă în plămâni. Efectele inhalării de fum şi de particule de compuşi metalici se pot manifesta imediat prin uscarea gâtului, febră, greţuri sau dureri de cap.

Plumbul este unul dintre metalele care poluează puternic mediul ambiant. Emisiile cu plumb din activităţile industriale se prezintă în principal sub formă de particule. Pe de altă parte, particulele de plumb se depun relativ repede pe obiectele cu care intră în contact personalul operator, contaminându-le. Investigatiile medicale au demonstrat natura şi gravitatea afecţiunilor generate de plumb asupra organismului uman. Astfel, există descrieri despre apariţia anemiei, nefritelor cronice ş.a.. A fost stabilită dependenţa dintre nivelul de poluare cu plumb a mediului ambiant şi mortalitatea generată de afecţiunile terminaţiilor nervoase şi ale vaselor creierului. Activităţile din turnătorii şi din sectoarele de prelucrare la cald prin acoperire termică, tăiere, lipire etc sunt cele mai periculoase din punctul de vedere al riscului de intoxicare cu plumb.

Dintre emisiile de gaz, cele mai importante sunt cele de oxid de carbon, oxid de azot şi ozon. Oxidul de carbon se formează în condiţiile arderii incomplete a carbonului, de exemplu, a

carbonului din combustibilii fosili folosiţi în procedeele de tăiere oxigaz, sau prin disocierea bioxidului de carbon folosit ca gaz de protecţie sau gaz plasmagen în procedeele de tăiere sau sudare cu arc sau cu plasmă. Nu are culoare şi nici miros, prezenţa sa ne putând fi identificată de operator. Inhalarea provoacă dureri de cap, ameţeli, greţuri, în cantitate mare putând determina decesul.

Oxidul de azot se formează la temperaturi de peste 1000 0C, de exemplu, în zona de reacţie dintre flacăra de tăiere şi aer. Monoxidul de azot format primar se transformă în timp în bioxid de azot, reacţia fiind activată de ozonul generat în proces. Oxizii de azot irită ochii, căile respiratorii şi laringele, generând senzaţia de stare de răceală şi tuse. În cazuri extreme, apar hemoragii pulmonare.

Ozonul rezultă din transformarea fotochimică a oxigenului din aer în prezenţa radiaţiilor UV intense cu lungimi de undă de 170 ÷ 240 nm. Astfel de radiaţii sunt generate mai ales de sursele termice cu densităţi de energie mari cum sunt arcul electric sau jetul de plasmă, ponderea lor


M - 46

fiind mică în cazul radiaţiilor emise de sursele de tip flacără. Efectele ozonului sunt similare celor descrise în cazul oxidului de azot. În zona de respiraţie a operatorului, concentraţia de ozon nu trebuie să depăşească 0,1 ml/m3. În afară de natura sa periculoasă, o proprietate specială a ozonului este instabilitatea. El disociază foarte uşor în prezenţa altor substanţe toxice, în special NO şi a fumului din aer.

În ceea ce privesc radiaţiile emise în timpul tăierii sau sudării, constituţia anatomică extrem de sensibilă a ochiului impune în mod deosebit protecţia faţă de acţiunea acestora, fie că este vorba de ochii celui care execută operaţia de tăiere, fie de ochii celor aflaţi în perimetrul de acţiune a radiaţiei. Expunerea la lumină intensă prezintă riscuri care merg de la oboseala ochiului (ochi roşu şi dureros), până la cataractă şi arsuri ale retinei, ultimele cu caracter definitiv. După unele statistici, 70% dintre cei care au lucrat în sectoarele primare de ajustaj la cald ale metalelor au suferit îmbolnăviri ale ochilor. În ordine crescândă a periculozităţii, sursele de energie folosite în operaţiile de lipire, tăiere şi sudare se situează astfel: flacără, arc electric, plasmă, laser sau cu fascicul de electroni. Energia radiantă are trei componente: radiaţia ultravioletă, radiaţia din spectrul vizibil şi radiaţia infraroşie. Radiaţiile ultraviolete pot inflama cornea. Măsurările efectuate în cursul tăierii cu arc electric sau cu plasmă au pus în evidenţă faptul că intensitatea radiaţiei ultraviolete este proporţională cu patratul curentului de tăiere, atunci când acesta depăşeşte 50A. Radiaţia din spectrul vizibil şi cea infraroşie afectează vederea prin procese fotochimice a căror intensitate depinde de lungimea de undă, durată şi de distanţa până la ochiul operatorului. De exemplu, în cazul unei surse de radiaţie activată de un curent de 200 A, expunerea la o distanţă de 400 mm timp de 15 minute face ca densitatea de energie ajunsă în ochiul operatorului să depăşească de 100 de ori valoarea permisă.

5.1.2. Prevederi privind sănătatea muncii În prezent, conceptul de „sănătate şi securitate în muncă”, extins la cel de „sănătate,

securitate în muncă şi protecţia mediului limitrof întreprinderii” este privit ca o obligaţie şi o responsabilitate a angajatorului. La nivel european, au fost elaborate directive care cuprind prescripţii minimale privind sănătatea şi securitatea muncii în întreprinderi, aşa cum este arătat în tabelul 5.1.

Tabelul 5.1. Directive europene privind sănătatea şi securitatea muncii în întreprinderi

95/63/EG2001/45/EG Prescripţii minimale pentru securitatea şi protecţia muncii la

folosirea mijloacelor de muncă de către angajaţi 1999/92/EG Prescripţii minimale privind îmbunătăţirea protecţiei sănătăţii şi a

securităţii angajaţilor care sunt expuşi la pericolul de explozie 97/23/EG Aparate sub presiune 97/42/EG Protecţia angajaţilor contra periclitării datorită prezenţei

substanţelor cancerigene la locul de muncă 98/24/EG2000/39/EG Protecţia sănătăţii angajaţilor şi asigurarea securităţii muncii contra

periclitării prin prezenţa substanţelor chimice la locul de muncă

În reglementările naţionale de protecţia muncii, şi anume Legea protecţiei muncii nr. 90/1996 şi Normele Generale de protecţia muncii din 2002, este precizat că „personalul trebuie să cunoască pericolele legate de materialele şi mijloacele cu care vine în contact în timpul activităţii”.

Conform prevederilor SR EN 10882-1 “Igienă şi securitate în sudare şi procedee conexe. Prevalarea particulelor din aer şi a gazelor din zona respiratore a operatorului. Partea 1: Prelevarea particulelor din aer”, fumul degajat la lipire sau tăiere este alcătuit din particule inhalabile cu diametrul de până la 1μm. Standardul defineşte procedura de prelevare a probelor


M - 47

de fum, precum şi modul de efectuare a analizelor chimice şi gravimetrice în vederea identificării nivelului de expunere a operatorilor şi a măsurilor de protecţie care se impun.

Prelevarea de noxe sub formă de gaze este reglementată prin SR EN 10882-2 “Igienă şi securitate în sudare şi procedee conexe. Prevalarea particulelor din aer şi a gazelor din zona respiratore a operatorului. Partea 2: Prelevarea gazelor”. Deoarece diversitatea gazelor din zona de respiraţie a operatorilor este mare şi în cele mai multe cazuri depinde de particulariţăţile procedeului aplicat, standardul se referă la gaze care pot interveni în proces, precum:

- gaze combustibile care în timpul combustiei pot genera mono- şi bioxid de carbon; - gaze de protecţie a sursei termice, precum argon, heliu sau bioxid de carbon; - gaze produse prin acţiunea sursei termice asupra fluxului de lipire sau a zgurii rezultată

din proces, cum sunt mono- şi bioxidul de carbon; - gaze produse prin acţiunea sursei termice sau a radiaţiei emise de aceasta asupra

atmosferei din imediata vecinătate, cum pot fi compuşii de azot şi ozonul; - vapori rezultaţi în urma degradării termice a straturilor de acoperire, solvenţilor sau

degresanţilor de pe suprafeţele produselor prelucrate, cu menţiunea că identificarea şi analiza gazelor din această categorie face obiectul altor standarde.

Pentru limitarea efectelor nocive arătate, este recomandat ca în spaţiile de lucru concentraţiile de fum şi de particule în suspensie să nu depăşească 5 mg/m3, iar operatorii să fie supuşi periodic unor examene medicale. Informaţii mai detaliate privind concentraţiile de la care apar situaţii de risc în prezenţa diverselor particule sau produşi toxici rezultă din tabelul 5.2.

Tabelul 5.2. Concentraţii de la care pot interveni situaţii de risc în cazul diverşilor

compuşi toxici sub formă de fum sau particule în suspensie

Compus toxic Grad de risc, 8 ore/mg m3

Efect dăunător

Oxid de cadmiu 0,025 Afectare plămâni, rinichi Crom 0,05 Cancer pulmonar, infecţii căi respiratorii Cobalt 0,1 Pneumonie Cupru 0,2 Febra sudorului Fluorid 2,5 Afectare rinichi şi sistem osos

Oxid de fier 5,0 Inflamaţii căi respiratorii Plumb 0,15 Intoxicare generală

Oxid de magneziu 10 Febra sudorului Mangan 1,0 Afectare sistem nervos

Molibden 5,0 Inflamaţii căi respiratorii Nichel 0,5 Inflamaţii căi respiratorii şi piele

Vanadiu 0,05 Inflamaţii ale pielii şi plămânilor Oxid de zinc 5,0 Febra sudorului

Informaţii detaliate referitoare la atmosferele din locurile de producţie din punctul de vedere

al expunerii operatorilor la acţiunile diverşilor agenţi chimici, precum şi al strategiei de determinare şi de interpretare a rezultatelor analizelor de gaze sunt date în SR EN 689 “Atmosfere la locul de muncă. Ghid pentru evaluarea expunerii prin inhalarea de agenţi chimici pentru comparare cu valorile limită şi strategia de măsurare”.

5.1.3. Noxe la lipirea şi tăierea cu flacără de amestec gazos HHO În cazul proceselor de lipire sau de tăiere cu flacără care fac obiectul cercetărilor de faţă,

noxele rezultă din contactul flăcării cu suprafaţa metalului de bază pregătită pentru lipire prin acoperire cu decapant, din încălzirea până la topire a metalului de adaos sau din procesul de ardere şi suflare a metalului topit din rostul tăieturii.


M - 48

Spre deosebire de procesele alternative de lipire sau tăiere cu flacără care au ca agent termic o hidrocarbură şi nu hidrogenul, în cazul folosirii flăcării de amestec gazos HHO produsele secundare rezultate din ardere nu reprezintă o sursă suplimentară de noxe. Alte aspecte importante de sănătate şi securitate a muncii care pun în evidenţă atributele noului procedeu de lipire se referă la absenţa câmpurilor electromagnetice de mare intensitate, specifice proceselor de lipire prin tehnica de încălzire prin inducţie, precum şi la limitarea la minim a radiaţiei termice şi luminoase la care este expus operatorul.

În mod special trebuie remarcat caracterul ecologic al proceselor tehnologice având ca sursă termică hidrogenului şi oxigenului din hidroliza apei, cu referire la absenţa în gazele de ardere a oxizilor de carbon şi de sulf. În cazul firmelor care au adoptat noile tehnologii, acest fapt a făcut posibilă eliminarea la personalul operator a măştilor de protecţie, neconfortabile şi nu întotdeauna eficace. Bolile şi rănile permanente la cap reclamate de sudorii care au lucaseră mai mult de 10 ani în medii de gaze de hidrocarburi au dispărut odată cu aplicarea noilor metode de lucru. De asemenea, firmele respective au semnalat faptul că, după trei ani de activitate, tavanul halelor de lucru nu a mai necesitat revopsire, intervenţie care anterior trebuia efectuată anual.

Determinările efectuate de colectivul de cercetare cu referire la operaţiile de lipire şi tăiere cu flacără de amestec gazos HHO nu au pus în evidenţă emisii de noxe la nivelul valorilor limită menţionate în documentele normative.

5.2. SECURITATEA MUNCII 5.2.1. Cerinţe privind securitatea muncii Evidenţele centralizate atrag atenţia asupra pericolelor la care este expus personalul care

exectuă lucrări de sudare sau activităţi conexe sudării cum este tăierea prin procedee cu flacără. În statisticile Ministerului Sănătăţii şi Familiei, această categorie de personal înregistrează o rată a îmbolnăvirilor şi accidentelor de cca. 9%, ocupând locul 5, după lăcătuşi, mineri, topitori şi turnători în totalul îmbolnăvirilor la locul de muncă înregistrate anual. Aceleaşi statistici arată că utilizarea în mod corect a mijloacelor individuale de protecţie reduce semnificativ procentul amintit, lucru care s-a verificat la companiile care şi-au intensificat acţiunile pentru pentru reducerea riscurilor de accidente şi îmbolnăviri profesionale.

Pielea este organul cel mai expus la noxe de natură fizică, chimică sau biologică existente în mediul de muncă. Ca urmare, îmbolnăvirile cutane prezintă o frecvenţă superioară în raport cu celelalte forme de îmbolnăviri profesionale. În tabloul general al României, bolile pielii au pondere de 2,47% din totalul morbidităţii profesionale, iar sudorii se numără printre categoriile cele mai expuse la astfel de îmbolnăviri în absenţa unui echipament adecvat de protecţie care să înlăture riscurile.

Principalele accesorii pentru protecţia individuală şi colectivă a personalului care execută lucrări de sudare sau prin tehnici conexe sunt precizate în SR EN 340 – ”Echipamente de protecţie. Cerinţe generale” şi SR EN 470 –1 „Echipamente de protecţie folosite în timpul sudării şi tehnicilor conexe”. Aceste accesorii includ: măşti sau ochelari pentru sudare, mănuşi de protecţie speciale pentru sudori conform cerinţelor generale din SR EN 420 şi celor din SR EN 388 şi SR EN 407 privind condiţiile individuale de protecţie, pantofi sau ghete de protecţie conform SR EN 345-1, şorţuri de sudură, destinate protecţiei hainelor contra stropilor de metal.

5.2.2. Securitatea muncii la lipirea şi tăierea cu amestec gazos HHO HHO reprezintă un amestec gazos în care hidrogenul şi oxigenul se află în contact direct.

Acest amestec nu poate fi încadrat explicit în nici o categorie de substanţe şi preparate periculoase, aşa cum acestea sunt definite în Ordonanţa de urgenţă Nr.200/2000, actualizată în 2007. Totuşi, prin faptul că reprezintă un gaz inflamabil, adică poate suferi reacţii de combustie indiferent de faptul că se află sau nu se află în contact cu aerul, HHO trebuie considerat ca făcând parte din categoria substanţelor periculoase, în sensul că poate induce riscuri pentru om.


M - 49

Acest aspect a fost tratat cu toată atenţia în cadrul lucrărilor de cercetare destinate dezvoltării unor aplicaţii practice de lipire sau tăiere cu amestec gazos HHO. Rezultatele şi concluziile acestor cercetări au fost consemnate în prevederile din Manualul de utilizare a generatorului de amestec gazos HHO, precum şi în Procedurile şi Instrucţiunile de lipire şi tăiere cu flacără de amestec gazos HHO.

Controlul condiţiilor de lucru în operaţiile de lipire sau tăiere cu flacără executate manual reprezintă o activitate obligatorie în realizarea şi calificarea procedurilor tehnologice specifice.

5. BIBLIOGRAFIE 1. MSDS Aquagen – Gen. 1, Issue date: December 28, 2006 by Hydrogen Technology Applications Inc., Clearwater, Florida, USA. 2. DICA, C., PETCU, C., BLEAJA, G., CHIRIAC, C., VASILIU, N. Hydrogen Rich Gas a possible Challenge for the Fuels Future, în ……… 3. CHIRIAC, R., APOSTOLESCU, N., DICA, C. Effects of mixing Diesel fuel-HHO gas on performance and emissions of a diesel engin, in Acta Technica Napocensis, vol.IV, 2007-11-22 4. VASILIU, N., CĂLINOIU, C., TEODORESCU, M., DICA, C. Comportarea la compresiune a amestecului gazos HHO. Buletinul Universităţii Politehnica Bucureşti, Seria Mecanică, Vol.IV, 2007(în curs de publicare). 5. Raport Proiect CEEX X2C38, Etapele I÷III, 2006-2007. 6. PASCU, R. Evaluarea comportării la tăiere a gazului ecologic KLEIN în cazul unor aplicaţii din oţeluri nealiate cu grosimi cuprinse între 3,5 şi 14 mm. Raport ISIM, Contract nr. 149/1-2004. 7. SECOŞAN, I. Tehnologie ecologică de lipire materiale metalice şi nemetalice cu materiale de adaos performante. Raport ISIM, Contract nr. 164-2005. 8. BENEA, F., SECOŞAN, I., BAR, F., CHIRIAC, A. Researches on the thermal behaviour of

the fluxes intended for brass brazing with silver alloys, în: Annals of West University of

Timişoara, Series of Chemistry, vol.VIII (1), 1999.

9. PETCU, C., DICA, C., BLEAJĂ, G., Glycerine conversion into 2nd generation biofuel, Frame Program 7-ENERGY-2007-1-RTD (accepted proposal). 10. VĂIREANU, D.I., COLEŞA, M. Aplicaţii practice de electrochimia mediului” Ed. Cartea Universitară, Bucuresti, 2003. 11. CONSTANTINESCU, D., VĂIREANU, D.I., Tehnologia proceselor electrochimice, Ed. Printech, Bucuresti, 2000. 12. BADEA, T., NICOLA, M., VAIREANU, D.I., MAIOR, I., COJOCARU, A. Electrochimie şi Coroziune, Ed. MatrixRom, Bucureşti, 2005. 13. SANTILLI, R.M. A New Gazeous and Combustible from of Water, Int. J. Of Hydrogen Energy 31, p.1113- 1128, 2005 14. SANTILLI, R.M. The Novel Magnecular Species of Hydrogen and Oyigen with Increased Specific Weight and Energy Content, Int. J. Of Hydrogen Energy 28, p.177- 196, 2003 15. PARAVILA, J.O. DOE Guidelines on Hydrogen Safety, SAE International, 2005-01-0010, 2005 16. SWAIN, M., Hydrogen Safety,Miami University Report Nr. 12, 2004 17. *** Regulator’s Guide to Permitting Hydrogen Technologies, US Department of Energy, Energy Efficiency and Renewable Energy, PNNL-14518, 12, 2004. 18. SIMLER, H., HRINK, V., LAURISCH, F. Wirtschaftlich, prazise und mit hoher Schnittqualitat, în Der Praktiker, 1/2001, 2/2001 şi 9/2002, DVS-Verlag GmbH, Dusseldorf în Sudura 2/2003 (partea I) , 3/2002 (partea II) şi 3/2003 (partea III) 19. *** DUALGAZ – un procedeu de o precizie ieşită din comun, în Partener Nr. 9/2006


M - 50

20. *** Sistemul revoluţionar de tăiere de înaltă precizie cu arc de plasmă, Revista Partener Nr. 4/2005 21. DUMBRAVĂ, D. ş.a. Cercetări comparative privind tehnologiile de tăiere termică folosind gaze diferite, în Sudura Nr. 6/2004 şi 1/2005 22. AICHELE, G., NICKENING, L. Laserstrahlschneiden – Laserprinzip und Arbeitsweisen gebrauchlicher Schneidlaser, în Der Praktiker, 8/2003, DVS-Verlag GmbH, Dusseldorf 23. CRISTESCU, G., BICA, I., HARJAN, I. Experimental determination of the temperature variations shape in the dimethyl ether and oxygen mixture flame, BID ISIM Timişoara, nr. 1, 2003, p. 10-15 24. MARINA,G., CICIC, D. Cercetări privind posibilitatea prelucrării oxigaz a rosturilor pentru sudarea oţelurilor de construcţii, în Sudura Nr. 2/2004 25. BRANDERBERGER, E. Schneiden mit der Sauerstoffkernlanze, în Der Praktiker Nr. 1/2000 şi Nr. 3/2000 (Sudura Nr. 2/2001 şi Nr. 3/2001) 26. TROMMER, G. Thermisches Schneiden im Lohnbetrieb, în Der Praktiker Nr. 12/1998 (Sudura Nr. 4/2000) 27. IRMER, W., KARPENCO, M. Brennen-, Plasma- und Laserstrahlschneiden mit dem Sauerstoff als Schneidgas, în Der Praktiker Nr. 9/2001 (Suduira Nr. 4/2002) 28. MACHEDON, T., ANDREESCU, F. Cercetări privind aplicarea vibraţiilor la tăierea termică, în Sudura Nr. 4/1996 29. MASUBUCHI, K. Analysis of welded structures, Pergamon Press, 1980, p. 88-327 30. *** Welding Handbook, vol. 1. American Welding Society, Miami, 1987 31. MICLOŞI, V. Tratamente termice conexe sudării prin topire a oţelurilor, vol. 1. Editura Sudura, 2003, p. 13-17 32. TATTER, U. Rohrleitungen fur Schweiss- und Schneidegasse halten nicht ewig, în Der Praktiker 4/2003, DVS Verlag GmbH, Dusseldorf 33. DUMBRAVĂ, D. ş.a. Metodă analitico-experimentală de determinare a randamentului termic la sudarea cu arcul electric, în Sudura Nr. 3/2006 34. MISTODIE, L. Laborator de cercetare şi investigare a arcului electric de sudare, în Partener Nr. 5/2005 26. ANZER, W. Prozesssgaseinfluss beim Laserstrahlschweissen, în Der Praktiker 10/2005, DVS Verlag GmbH, Dusseldorf 27. DITZ, R. Loten mit gasformigem Flussmittel, în Der Praktiker 1-2/2005, DVS Verlag GmbH, Dusseldorf 28. OLANIECK, C., LUFT, A., HUSNER, J. Loten mit dem Laserstrahl im Kraftfahrzeugbau, în Der Praktiker 4/2004, DVS Verlag GmbH, Dusseldorf 29. *** Baghetele pentru brazare, Revista Partener Nr. 8/2006 30. WESLING, V., SCHARM, A., ZELLERFELD, C. Plasmaloten oberflechenveredelter Feinbleche, în Sudura Nr. 6/2004 31. HAHN, O. ş.a. Kleben in Kombinationen mit Fugen durch Umformen, în Der Praktiker Nr. 9/2000 (Sudura Nr. 2/2002) 32. NEDELCIU, A., SIMA, G. Instalaţie mini/portabilă pentru lipire cu gaz lichefiat, Revista Sudura Nr. 3/2001 33. BOTH, D. Utilajul si tehnologia sudarii, Ed. Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1961 34. SR EN 169:06 Protecţia individuală a ochilor. Filtre pentru sudură şi tehnici conexe. Cerinţe referitoare la factorul de transmisie şi utilizarea recomandată 35. SR EN 1944:02 Lipire tare. Metale de adaos pentru lipire tare 36. SR EN 1045:99 Lipire tare. Fluxuri pentru lipire tare. Clasificare şi condiţii tehnice de livrare 37. SR EN ISO 9013:95 Sudare şi procedee conexe. Clase de calitate şi toleranţe dimensionale ale suprafeţelor tăiate termic(cu flacără oxigaz) 38. SR EN 1326:01 Echipament pentru sudare cu gaz. Echipamente mici pentru lipire tare şi sudare cu gaz


M - 51

39. SR EN ISO 3677:02+A 99 Metale de adaos pentru lipire moale, lipire tare şi sudare prin lipire. Notare 40. SR EN ISO 10882-1:03 Igienă şi securitate în sudare şi procedee conexe. Prelevarea particulelor din aer şi a gazelor din zona respiratorie a operatorului. Partea 1: Prelevarea particulelor din aer 41. SR EN ISO 10882-2:03 Igienă şi securitate în sudare şi procedee conexe. Prelevarea particulelor din aer şi a gazelor din zona respiratorie a operatorului. Partea 1: Prelevarea gazelor 42. SR EN 12584:02 Imperfecţiuni ale suprafeţelor tăiate termic cu flacără oxigaz, cu laser şi cu plasmă. Terminologie 43. SR EN 12797:02 Lipire tare. Încercări distructive ale îmbinărilor prin lipire tare 44. SR EN 12799:02 Lipire tare. Încercări nedistructive ale îmbinărilor prin lipire tare 45. SR EN 13133:02 Lipire tare. Calificarea operatorilor pentru lipire tare 46. SR EN 13134:02 Lipire tare. Calificarea procedurilor de lipire tare 47. SR EN 13347:03 Cupru şi aliaje de cupru. Bare şi sârme pentru sudare şi pentru lipire tare 48. SR EN 14324:05 Lipire tare. Ghid de aplicare a îmbinărilor realizate prin lipire tare. 49. SR EN ISO 18279:04 Lipire tare. Împerfecţiuni ale îmbinărilor realizate prin lipire tare 50. SR EN 515:98 Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Produse prelucrate – numirea condiţiilor de revenire 51. SR EN 573-3:98 Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Compoziţia chimică şi forma produselor prelucrate. Partea 3: Compoziţia chimică 52. SR EN 754:98 Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Bare, ţevi şi profile trase. Partea 1: Condiţii tehnice de inspecţia şi de livrare. Partea 2: Caracteristici mecanice 53. SR EN 755:98 Aluminiu şi aliaje de aluminiu. Bare, ţevi şi profile extrudate. Partea 1: Condiţii tehnice de inspecţie şi de livrare. Partea 2: Caracteristici mecanice. Partea 7: Ţevi fără sudură, toleranţe la dimensiuni şi de formă. 54. SR EN ISO 9453:07 Aliaje pentru lipire moale. Compoziţie chimică şi forme. 55. SR EN ISO 9454:02 Fluxuri pentru lipire moale. Clasificare şi caracteristici. Partea 1: Clasificare, marcare şi ambalare. Partea 2: Cerinţe de performanţă. 56. SR EN ISO 10564:02 Materiale de adaos pentru lipire moale şi lipire tare. Metode de prelevare a probelor din materiale de adaos pentru lipire moale în vederea analizei 57. STAS 12558:87 Lipirea metalelor. Sârme vergele şi benzi din aliaje pe bază de aluminiu 58. SR EN ISO 4063:00 Sudare şi procedee conexe. Nomenclatorul procedeelor şi numerele de referinţă 59. SR EN 689:03 Atmosfera la locul de muncă. Ghid pentru evaluarea expunerii la agenţi chimici pentru compararea cu valori limită 60. SR EN 482:07 Atmosfera la locul de muncă. Cerinţe generale pentru performanţa procedurilor de măsurare a agenţilor chimici 61. STAS 6541:90 Cuţite de strung cu plăcuţe din carburi metalice sinterizate. Condiţii tehnice generale de calitate 62. STAS 6373/4:79 Plăcuţe din carburi metalice. Plăcuţe pentru lipire pe scule aşchietoare. Condiţii tehnice generale de calitate 63. STAS 12046/1:81 Durabilitatea sculelor aşchietoare. Uzură. Noţiuni generale 64. STAS 12046/2:84 Durabilitatea sculelor aşchietoare. Metode de încercare a durabilităţii cuţitelor de strung 65. SR ISO 513:96 Aplicaţii ale materialelor dure de aşchiere pentru prelucrarea prin aşchiere. Simbolizarea grupelor principale de aşchiere şi grupe de aplicaţii 66. STAS 6373/1-86 Plăcuţe din carburi metalice. Plăcuţe pentru cuţite de strung. Dimensiuni 67. STAS 6376-89 Cuţite de strung cu plăcuşe din carburi metalice sinterizate. Cuţit drept pentru degroşat. Dimensiuni. 68. STAS 6378-80 Cuţite de strung cu plăcuşe din carburi metalice. Cuţit drept pentru finisat. Dimensiuni.


M - 52

69. STAS 11613-81 Tăierea termică a metalelor. Terminologie. 70. SR EN ISO 15608 rev. 2004 Sudare – Linii directoare pentru un sistem de grupare a materialelor metalice. 71. SR EN ISO 15614-1:2004 Specificarea şi calificarea procedurilor de sudare a materialelor metalice. Partea 1: Sudarea cu gaz şi cu arc a oţelurilor şi sudarea cu arc a nichelului şi aliajelor de nichel. 72. SR EN 1321:01 Examinări distructive ale îmbinărilor sudate din materiale metalice. Examinarea macroscopică şi microscopică a îmbinărilor sudate

Documents

MANUAL CU APLICAŢII ALE ÎNCĂLZIRII, TĂIERII ŞI LIPIRII MATERIALELOR METALICE CU AMESTEC GAZOS HHO.pdf