conducte polietilena inalta densitate

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAȚIONALE UNIVERSITATEA PETROL-GAZE DIN PLOIEŞTI

TTEEZZAA DDEE DDOOCCTTOORRAATT

CERCETĂRI PRIVIND CARACTERISTICILE DE EXPLOATARE ALE CONDUCTELOR DIN POLIETILENĂ UTILIZATE

LA DISTRIBUŢIA GAZELOR NATURALE

Conducător ştiinţific: Doctorand:

PROF.DR.ING.Vlad ULMANU ING.Virgil ALUCHI

Ploiesti 2013

Teză de doctorat __________________________________________________________________Cuprins

Ing. Virgil Aluchi pag. 1

CUPRINS

Terminologie.................................................................................................................. 5

1. Introducere.................................................................................................................. 7

2. Stadiul actual al utilizării conductelor din polietilenă la transportul şi distribuţia gazelor naturale ..........................................................................................

11

2.1. Concepţia structurii reţelelor de distribuţie a gazului metan............................................... 14

2.1.1. Structura reţelelor …………………………................................................................................. 14

2.1.2. Sistematizarea reţelelor existente............................................................................................... 15

2.1.3. Condiţiile de amplasare a vanelor într-o reţea de tranzit MP interconectată în zona urbană... 16

2.1.4. Condiţiile de amplasare a vanelor într-o reţea de tranzit MP neinterconectată în zona urbană 17

2.1.5. Cerinţe privind siguranţa în exploatare a conductelor pentru distribuţia gazelor naturale........... 18

2.1.5.1. Obiective şi scheme de perspectivă…………………………………….................................. 18

2.1.5.2. Închiderea rapidă a reţelei, depresurizarea ei, proiectarea acesteia…................................ 19

2.1.5.3. Actualizarea schemelor de perspectivă……………………………....................................... 19

2.2. Metode şi utilaje folosite în intervenţiile speciale în reţelele din polietilenă pentru

distribuţia a gazelor sub presiune,...............................................................................................

20

2.2.1. Tipuri de intervenţii.................................................................................................................... 20

2.2.1.1. Obturarea unei conducte de PE cu dispozitivul special pentru prelungirea acesteia cu

mufa de electrofuziune …………………………………………………………………………………………….

20

2.2.1.2. Executarea unei derivaţii de reţea din PE........................................................................... 22

2.2.1.3. Obturarea unei conducte de derivaţie din polietilenă aflată în exploatare........................... 24

2.2.1.4. Ştrangularea cu dispozitive de obturat a conductelor de PE având diametrul mai mic sau

egal cu 125mm…...................................................................................................................................

24

2.3. Controlul umidităţii gazului natural în reţelele de distribuţie din polietilenă......................... 28

2.4. Concluzii.......................................................................................................................... 31

3. Caracteristici constructive, materiale şi tehnologii de fabricaţie ale conductelor din polietilenă de înaltă densitate .........................................................

32

3.1. Materiale plastice utilizate la fabricarea ţevilor pentru transportul şi distribuţia fluidelor . 32

3.1.1. Clasificarea materialelor plastice................................................................................................. 32

3.1.2. Caracteristicile polimerilor............................................................................................................ 34

3.1.3. Caracterizarea polietilenei........................................................................................................... 38

3.1.4. Tipuri de polietilenă...................................................................................................................... 44

3.1.5. Justificarea tehnico-economică a utilizării polietilenei................................................................. 45

3.2. Ţevi de polietilenă............................................................................................................... 54

3.2.1. Forme constructive...................................................................................................................... 54

3.2.2. Caracteristicile ţevilor de polietilenă............................................................................................ 56

3.2.3. Avantajele utilizării ţevilor de polietilenă ………………………..................................................... 57



3.2.4. Fabricarea ţevilor şi fitingurilor de polietilenă............................................................................... 57

3.3. Conducte de polietilenă...................................................................................................... 60

3.3.1. Regimuri de presiune ale conductelor de polietilenă................................................................... 60

3.3.2. Domenii de utilizare a conductelor din polietilenă........................................................................ 60

3.3.3. Cerinţele de exploatare ale conductelor din polietilenă............................................................... 61

3.3.4. Practici de instalare a conductelor din polietilenă........................................................................ 61

3.3.5. Tehnologii de asamblare ale ţevilor şi fitingurilor din polietilenă.................................................. 62

3.3.5.1. Sudarea cu jet de aer cald .................................................................................................... 62

3.3.5.2. Sudarea cu extruder portabil……………………………………………………………………… 62

3.3.5.3. Sudarea cap la cap cu element încălzitor….……………………………………………………. 63

3.3.5.4.Sudarea prin electrofuziune ………………………………………………................................. 72

3.3.5.5. Sudarea prin polifuziune …………………………………………………................................. 74

3.4. Principiile proiectării conductelor pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale............ 76

3.4.1. Principiile proiectării conductelor pentru transportul gazelor naturale. Calculul hidraulic al

conductelor de transport gaze naturale……………………….......................................................................

76

3.4.1.1. Regimul de curgere al gazelor prin conducte şi calculul coeficientului de rezistenţă

hidraulică …………………………………………………………………..........................................................

77

3.4.1.2. Relaţii practice de calcul hidraulic al conductelor magistrale …………............................... 78

3.4.1.3. Curgerea gazelor în conducte înclinate ………………………..…………............................... 79

3.4.1.4. Particularităţi ale calcului hidraulic al conductelor de transport ………................................. 79

3.4.1.5. Variaţia parametrilor gazelor naturale de-a lungul conductei de transport ...................... …. 81

3.4.2. Principiile proiectării conductelor pentru distribuţia gazelor naturale............................ 84

3.4.2.1. Calculul hidraulic al conductelor de distribuţie gaze naturale.............................................. 84

3.4.2.2. Regimul de curgere al gazelor prin conducte şi calculul coeficientului de rezistenţă

hidraulică....................................................................................................................................................

84

3.4.2.3. Metode practice de calcul hidraulic al conductelor de distribuţie........................................... 85

3.4.2.4. Calculul conductelor de distribuţie care funcţionează în regim de presiune medie sau

presiune redusă...........................................................................................................................................

86

3.4.2.5. Calculul conductelor de distribuţie care funcţionează în regim de presiune joasă............ 87

3.4.2.6. Particularităţi ale calculului hidraulic al conductelor de distribuţie.................................... 89

3.4.2.7. Calculul grosimii de perete a ţevii conductelor de distribuţie gaze

naturale........................................................................................................................................................

90

3.5. Concluzii….................................................................................................................... 92

4. Evaluarea teoretică şi experimentală a comportării conductelor din polietilenă de înalta densitate.........................................................................................................

93

4.1. Încercări pentru determinarea caracteristicilor mecanice. .............................................. 93

4.1.1. Încercarea la tracţiune.............................................................................................................. 93

4.1.2. Încercarea de duritate …………………..…………………………………………………………… 97

4.1.3. Încercarea la compresiune …………..………………………..................................................... 98

4.1.4. Încercarea la şoc mecanic …..………….................................................................................. 99



4.1.5. Încercarea la sfâşiere……........................................................................................................ 100

4.1.6. Determinarea contracţiei longitudinale la cald.......................................................................... 101

4.2. Încercări tehnologice ale conductelor din polietilenă........................................................ 102

4.2.1. Determinarea indicelui de fluiditate la cald…………………...................................................... 104

4.2.2. Determinarea temperaturii de încovoiere sub sarcină….......................................................... 106

4.2.3. Comportarea la uzare……………………………………............................................................ 107

4.3. Comportarea în prezenţa mediilor de lucru a polietilenei................................................. 108

4.3.1. Determinarea stabilităţii termice……………………………….................................................... 109

4.3.2. Încercarea de fluaj la tracţiune în medii apoase pe epruvete cu crestătură pe contur………... 110

4.3.3. Încercarea la fisurare sub tensiune prin comprimarea unui inel, ESCR ……………………….. 112

4.3.4. Tenacitatea la rupere pentru starea plană de deformare şi viteza de eliberare a energiei de

deformare …………………………………………………………………………………………………………...

115

4.4. Încercări pentru determinarea comportării ţevilor din polietilenă la propagarea fisurilor.. 118

4.4.1. Încercarea PENT (Pennsylvania notch test)………………..................................................... 118

4.4.2. Încercarea FNCT (Full-notch creep test)………………………………………………………….. 120

4.4.3. Rezistenţa la propagarea rapidă a unei fisuri …………………………………………………….. 121

4.4.4. Încercarea de determinare a propagării lente a fisurii într-o ţeavă creastată………………….. 125

4.4.5. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor…………………………………... 127

4.4.5.1. Încercări penrtu determinarea vitezei de propagare a fisurilor utilizând epruvete tip CT... 127

4.4.5.2. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor utilizând epruvete cilindrice

crestate ........................................................................................................................................

129

4.4.5.3. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor pentru diferite viteze de

solicitare şi diferite temperaturi..........……………………………………........................................................

131

4.4.5.4. Evaluarea comportării de durată a ţevilor din PE, prin analiza creşterii fisurii la oboseală,

pe epruvete tip bara precrestată ………..……………………………...........................................................

136

4.4.5.5. Influenţa parametrilor structurali asupra comportamentului la rupere al PEHD..........…... 139

4.4.5.6. Influenţa rezistenţei la creşterea lentă a fisurii asupra performanţelor pe termen lung, la

îmbinările sudate ale ţevilor din polietilenă …….……..............................................................................

142

4.4.5.7. Încercări pentru determinarea rezistenţei la presiune hidrostatică şi la temperatură

constantă…………………………………………………………………………………………………………….

148

4.5. Evaluarea rezistenţei polietilenei de înaltă densitate în prezenţa defectelor.................... 149

4.6 Concluzii..…………………………………………………………………………..................... 154

5. Estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă....................................... 156

5.1. Modelul lui Arrhenius – aprecieri privind determinarea duratei de viaţă a materialelor

polimerice ....................................................................................................................................

156

5.2. Metoda aplicării regulii lui Miner. …................................................................................. 160

5.3. Cercetarea duratei de viaţă a ţevilor din polietilenă prin încercarea la presiune

interioară…………………………………………………………………………………………………..

161

5.3.1. Metode de extrapolare a încercărilor de rupere sub presiune pentru determinarea rezistenţei



pe termen lung a materialelor termoplastice pentru ţevi SR ISO/TR 9080:1992, ISO/DIS 9080:1999 şi

ISO 9080:2003(E).....................................................................................

161

5.3.2 Aparatura şi metodologia cercetărilor experimentale…............................................... 165

5.3.3 Rezultatele experimentale şi interpolarea acestora..…............................................... 169

5.4. Estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă de înaltă densitate prin

aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor…….............................................................

170

5.4.1. Analiza stării de tensiuni din conductele din polietilenă cu defecte de material….................... 171

5.4.2. Cercetarea experimentală a caracteristicilor de material specifice aplicării mecanicii ruperii

materialelor………………………………………………………………………………………………………….

172

5.4.2.1. Determinarea factorului critic de intensitate a tensiunilor, KI ……………………………… 172

5.4.2.2. Determinarea vitezei de propagare a fisurilor, utilizând epruvete de mecanica ruperii de

tip compact (CT). ………………......................................................

175

5.4.2.3. Cercetarea vitezei de propagare a fisurilor în îmbinările sudate ale ţevilor din polietilenă 189

5.4.2.4. Cercetări privind determinarea curbei de durabilitate tensiune/factor de intensitate a

tensiunilor - număr de cicluri până la rupere/durabilitate, pe epruvete tip bară cilindrică crestată

(Cracked Round Bar, CRB)

197

5.4.3. Cercetări privind elaborarea unui model de calcul pentru evaluarea durabilităţii conductelor

din polietilenă ……………………………………………………………………………………………………….

200

5.5. Comportarea la presiunea interioară…………………………………………………………. 208

5.6. Interpretarea rezultatelor experimentale obţinute în urma încercării la presiune

interioară………………………………………………………………………………………………….

208

5.7. Concluzii…………………………………………………………………………………………. 213

6. Concluziile lucrării de doctorat…………………………………………….................... 216

6.1. Concluzii finale…………………………………………………………………………………. 216

6.2. Contribuţiile originale în lucrare……..……………………………………………………….. 219

6.3. Direcţii noi de studiu şi cercetare ……………………………………………………………. 220

Bibliografie…………………………………………………………………………………….. 221

Anexa A…………………………………………………………………………………………. 231

Anexa B…………………………………………………………………………………………. 251

Teză de doctorat _______________________________________________________________Terminologie


TERMINOLOGIE API Institutul American de Petrol (American Petroleum Institute) ASTM Societatea Americană pentru Incercări si Materiale (American Society for Testing and Materials) BDTT temperatura de traziţie ductil-fragil (brittle-ductile transition temperature) CCD distribuţia compoziţiei chimice (chimical composition distribution) CCG creşterea fisurii la fluaj ( creep crack growth) CCI iniţierea fisurii la fluaj (creep crack initiation) CNB bara crestată circumferential (circumferentially notched bar) COD deplasarea de deschidere a fisurii (crack opening displacement) CRB bară rotundă precrestată (cracked round bar) CSA Asociatia de Standarde Canadiene (Canadian Standards Association) CT tipul compact (compact type) CTOD deplasarea de deschidere a vârfului fisurii (crack tip opening displacement) DCB consola dubla cu o singură crestatură (double cantilever beam) DIN institutul german de standardizare (German Institute for Standardization) DSC calorimetrie cu scanare diferenţială (differential scanning calorimetry) ERR viteza de eliberare a energiei (energy release rate)

ESCR încercarea de rezistenţă la fisurare sub tensiune produsă sub acţiunea mediului înconjurător (environmental stress crack resistance test) FBDT tranziţia fragil-ductil la oboseală (fatigue brittle-to-ductile transition) FCG creşterea fisurii de oboseală (fatigue crack growth) FCP propagarea fisurii la oboseală (fatigue crack propagation) FNCT încercările la fluaj a epruvetei cu crestături (full notch creep tests) FST încercarea pe epruvete la scara naturala (full scale test) HDB baza de calcul hidrostatic pentru proiectare (hydrostatic design basis) HLMI indicele de curgere (la topire) sub o încărcare ridicată (high load melt index) IR radiaţie infrarosu (infrared radiation) ISO Organizatia Internationala pentru Standardizare (International Organization for Standardization) LCB ramificaţii lungi ale lanţului (long- chain branching) LCL limita minimă de încredere (lower confidence limit) LEFM mecanica ruperii liniar-elastică (liniar elastic facture mechanics) LPL limita minimă predicţionată (lower prediction limit) LTHS rezistenţă hidrostatică pe termen lung (long-term hydrostatic strength) MFI indice de vâscozitate (melt flow index) MFR indicele de fluiditate al topiturii (melt mass flow rate) MMD distribuţia masei molare (the molar mass distribution) MOP presiunea maximă de exploatare (maximum operating pressure ) MRS rezistenţa de tracţiune minimă cerută (minimum required strenght) NPT încercarea ţevii crestate (notched pipe test) 2NCT încercarea de tracţiune cu epruvetă crestată cu două crestături pe feţe opuse (2notch creep test) PENT încercarea epruvetei cu crestătură în V - Pennsylvania ( Pennsylvania notch test) PEX polietilena cu legături transversale (cross-linked polyethylene) PN presiunea nominală (nominal pressure) PYFM mecanica ruperii în domeniul plastic (post-yield fracture mechanics) RCP propagarea rapidă a fisurii (rapid crack propagation) S4 încercarea la presiune pe epruvete din ţeavă de dimensiuni mici (small scale steady state test) SCB ramificaţii scurte ale lanţului (short- chain branching)

Teză de doctorat _______________________________________________________________Terminologie


SCG creşterea lentă a fisurii (slow crack growth) SD abatere standard (standard deviation) SDR raportul dimensional standard (standard dimension ratio) SEM microscop cu scanare electronică (scanning electron microscop) SENB epruvetă crestată pe o singură faţă solicitată la încovoiere (single-edge- notched bend specimen) SENT epruvetă crestată pe o singură faţă solicitată la tracţiune (single-edge- notched tension) SIF factor de intensitate a tensiunii (stress intensity factor) TEM microscop electronic cu transmitere ( transmission electron microscope) UV ultraviolet (ultraviolet) VSP punctul de plastifiere Vicat (Vicat softing point)

Teză de doctorat _________________________________________________________________ Capitolul 1


1. INTRODUCERE

Activităţile de distribuţie şi transport gaze naturale prin conducte (din oţel şi polietilenă) constituie o componentă majoră de sustenabilitate a economiei oricărei ţări. La sfârşitul anului 2011, lungimea totală a conductelor de distribuţie a gazelor naturale în Romania era de 35.680,7 km, din care 20.690,6km în municipii si oraşe.

Distrigaz Sud-Reţele deserveşte 18 judeţe din sudul ţării si municipiul Bucureşti gestionând o reţea de distribuţie de aproximativ 17.000km. Atât pe plan internaţional cât şi pe plan naţional a luat amploare utilizarea materialelor polimerice - cu preponderenţa polietilenă şi polipropilenă - care înlocuiesc cu real succes materialele clasice (oţel, fontă şi betoane), pentru realizarea reţelelor de distribuţie a gazelor naturale şi a altor fluide necesare în industrie sau pentru consumatorii casnici. Conductele din polietilenă se utilizează de peste 50 de ani la distribuţia apei şi a gazelor naturale sub presiune, considerându-se anul 1954 ca an de început al fabricaţiei ţevilor de polietilenă de înaltă densitate. De la introducerea lor în exploatare şi până în prezent s-au acumulat numeroase informaţii privind comportarea în diferite condiţii de exploatare, raportându-se foarte puţine deteriorări, în special datorate unor cauze externe accidentale.

Supuse unor solicitări extreme, statice şi dinamice, în urma unor mari cutremure in Japonia (Kobe 1995, Niigata Prefecture Chuetsu 2004 si Niigata – ken Chuetsu – oki 2007), conductele de polietilenă pentru distribuţia gazelor naturale nu au suferit avarii, în timp ce numeroase incendii au fost provocate de avariile conductelor din oţel, [217]. Utilizarea conductelor de polietilenă de înaltă densitate pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale este în continuă creştere, apreciindu-se că, actualmente acestea reprezintă peste 80% din totalul conductelor nou instalate in România. În acelaşi timp, producătorii de ţevi din polietilenă de înaltă densitate au realizat importante progrese tehnologice prin fabricarea unei noi generaţii de polietilene bimodale, care au condus la creşterea rezistenţei mecanice şi la îmbunatăţirea comportării în exploatare, având ca efect creşterea presiunii nominale de exploatare a conductelor de la cca. 1 bar în anul 1990, la 10 bar pentru conductele de transport a gazelor naturale şi 16 bar pentru conductele de apă în anul 2010, cu garantarea unei durate de exploatare între 50 si 100 ani. Producatorii de ţevi din polietilenă de înaltă densitate au ca obiectiv realizarea unei noi generaţii de polietilenă având rezistenţa de 12,5MPa. Recent s-au fabricat ţevi din polietilenă cu diametrul de 1400mm şi cu grosimea de perete de 100mm,[216]. Eficienţa unui sistem de conducte depinde, pe lângă costul ţevilor si armăturilor, de costul instalării, de costul mentenanţei şi de durata de viaţă. Avantajele utilizării conductelor din polietilenă pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale, faţă de conductele din oţel, pot fi evidenţiate de următoarele caracteristici:

- costul ţevilor din polietilenă este mai redus; - costul instalării conductelor (sudării şi pozării) este mai redus, în special în

perspectiva instalării fără pat de nisip; - conductele nu necesită costuri pentru mentenanţă, în condiţiile în care factorii de

mediu din sol sunt relativi stabili; - durata de exploatare mai mare, estimată pentru conductele actuale din polietilenă la

cca 100 de ani; - inerţia din punct de vedere chimic la coroziune, pentru toate utilizările practice, în

interiorul plajei temperaturii de utilizare; - rezistenţa corespunzătoare la loviri, zgârieri, penetrări, abraziuni si fisurări; - ductilitatea, flexibilitatea şi caracteristicile la fluaj permit absorbţia vibraţiilor, şocurilor

şi presiunilor datorate mişcărilor solurilor de pozare;



- condiţiile de montaj si sudare, comparativ cu cele pentru conductele de oţel, sunt mult mai simple şi mai uşoare;

- neetanşeităţile, defectele,implicit pierderile de gaze naturale sunt mult mai reduse; - până la anumite diametre conductele din polietilenă pot fi ştrangulate (obturate

Dn<125mm) cu dispozitive speciale în cazul unor intervenţii de urgenţă, iar după înlăturarea dispozitivelor, conductele îşi revin relativ la forma geometrică iniţială şi se manşonează electrosudabil;

- caracteristici hidrodinamice superioare. Creşterea rezistenţei mecanice a ţevilor din polietilenă şi implicit a presiunii interioare de

exploatare, are următoarele consecinţe: - reducerea grosimii de perete, cu efecte economice importante; - creşterea productivităţii operaţiei de extrudare a ţevilor; - reducerea tensiunilor reziduale determinate de operaţia de sudare; - posibilitatea instalării conductelor în soluri moi fără pat de nisip. Ţinând cont că durata de exploatare a conductelor de polietilenă este de ordinul zecilor

de ani si chiar un secol, exploatarea în condiţii de siguranţă a acestora, ridică problema cunoaşterii comportării de durată a materialului polietilenei în diferite condiţii de solicitare mecanică, termică şi de mediu înconjurator, precum şi a modului de deteriorare.

Modul uzual de deteriorare a conductelor sub presiune din polietilenă de înaltă densitate, îl reprezintă iniţierea şi apoi creşterea/propagarea fisurilor, în domeniul de comportare fragilă a materialului. Proiectarea conductelor de polietilenă nu se poate baza pe rezultatele încercărilor de scurtă durată, datorită influenţei factorilor de exploatare de durată, în principal al fluajului şi fluctuaţiilor presiunii. De aceea pentru estimarea duratei totale de viaţă a conductelor din polietilenă utilizate la transportul şi distribuţia gazelor naturale sub presiune, s-au propus mai multe concepte diferite, care urmăresc să ia în considerare influenţele menţionate mai sus:

a. încercarea standardizată a ţevilor, care constă în solicitarea ţevii la presiune interioară, în condiţii de temperatură şi durată standardizate, cu determinarea duratei pană la cedare şi extrapolarea rezultatelor încercării pentru durata de exploatare avută în vedere;

b. extrapolarea rezultatelor încercărilor mecanice statice de scurtă durată, efectuate la temperaturi ridicate şi/sau în medii agresive cu scopul accelerării proceselor de degradare, prin aplicarea legii lui Arrhenius;

c. aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor pentru determinarea legitaţilor iniţierii fisurilor şi ale propagării acestora, la temperaturi corespunzătoare condiţiilor de exploatare , pe baza încercărilor la solicitări statice si variabile, cu şi fără influenţa mediilor de lucru.

Toate metodele de estimare a duratei de viaţă a conductelor ridică problema credibilităţii rezultatelor acestora evaluate pentru întreaga perioadă de exploatare, pe baza rezultatelor încercărilor de scurtă durată, uzual de cel mult trei ani.

Metodele actuale de extrapolare a rezultatelor experimentale (în conformitate cu ISO 9080,[107]) , conduc la determinarea rezistenţei minime la rupere pentru o durată de exploatare de 50 de ani pe baza rezultatelor încercării cu o durată de 10.000 ore (aprox. 1,1 ani).

Teza de doctorat îşi propune să realizeze o analiză critică a principalelor metode de estimare a duratei de viaţă a conductelor de polietilenă de înaltă densitate pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale, cu elaborarea unei metodologii teoretico-experimentale de estimare a duratei de viaţă pe baza încercărilor experimentale de scurtă durată.

Lucrarea este structurată în cinci capitole după cum urmează: Capitolul 1 intitulat Introducere prezintă avantajele folosirii conductelor din polietilenă

de înaltă densitate (PEHD) la transportul şi distribuţia gazelor naturale comparativ cu conductele din oţel şi concepte privind iniţierea şi creşterea/propagarea fisurilor în domeniul comportării cvasifragile a materialului.



Capitolul 2 intitulat Stadiul actual al utilizării conductelor din polietilenă la transportul şi distribuţia gazelor naturale, prezintă considerente generale privind folosirea ţevilor/conductelor din PEHD în Romania. Se prezintă producătorii importanţi de ţevi, domeniile presiunilor de utilizare ( PJ,PR,PM, PI ), numărul de kilometri de PEHD înlocuiţi, precum şi perspectiva privind metoda folosită în distribuţia gazelor naturale prin conducte de PEHD100 cu o presiune maximă de exploatare de 8 bar, aplicată de către GDF SUEZ începând cu anul 2000.

Capitolul 3 intitulat Caracteristici constructive, materiale şi tehnologii de fabricaţie ale conductelor din polietilenă de înaltă densitate , face o analiză critică a celor mai importante materiale polimerice, în mod special a tipurilor de polietilene. Se evidenţiaza cele mai importante caracteristici ale polimerilor, prezentând superioritatea polietilenelor datorită caracteristicilor mecanice ale acestora şi în mod special a conductelor fabricate din acestea. Se analizează formele constructive şi tipurile de polietilene, se prezintă tehnologiile de asamblare a ţevilor si fitingurilor din polietilenă, remarcând posibile defecte şi imperfecţiuni. Se fac consideraţii privind rezistenţa şi durabilitatea ţevilor din polietilenă, tratând particularitaţile privind conceptele mecanicii ruperii materialelor. De asemenea se fac aprecieri privind comportamentul polietilenei la diferite solicitări, precum şi recomandări privind principiile proiectării conductelor pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale.

Capitolul 4 intitulat Evaluarea teoretică si experimentală a comportării conductelor de polietilenă de înalta densitate prezintă cele mai importante încercări standardizate după norme europene, precum şi încercările tehnologice pentru conductele de polietilenă şi încercările privind comportarea polietilenei în diferite medii de lucru.

Capitolul 5 intitulat Estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă -analizează diferite modele utilizate pentru determinarea duratei de viaţă a materialelor polimerice cum sunt: modelul lui Arrhenius, aplicarea metodelor de extrapolare a rezultatelor încercărilor la presiune interioară şi aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor. Se prezintă cercetările experimentale efectuate atât utilizând epruvete CT, CRB, specifice încercărilor de mecanica ruperii materialelor, supuse la solicitări statice şi dinamice, cât şi pe epruvete din ţeavă solicitate la presiune interioară, obţinându-se rezultate consistente care au putut genera o metodă de estimare a duratei de viaţă a conductelor de polietilenă de înaltă densitate pe baza rezultatelor experimentale şi a conceptelor mecanicii ruperii materialelor.

Capitolul 6 intitulat Concluzii. Contribuţii originale. Direcţii de continuare a cercetărilor prezintă cele mai importante concluzii privind modelul propus pentru studiul comportamentului polietilenei la solicitări statice şi dinamice cu ajutorul unor încercări cu caracter de noutate, desfaşurate pe durate scurte de timp, de ordinul zecilor şi sutelor de ore şi care au putut conduce la estimarea duratei de viaţă în condiţiile reale din exploatare. Sunt enumerate în continuare contribuţiile originale ale lucrării recomandând noi vectori de cercetare în domeniul comportării polietilenelor în condiţii speciale de exploatare.

* * *

Pentru efectuarea programului experimental din cadrul tezei de doctorat, s-au folosit echipamentele achiziţionate în cadrul proiectului POSCCE cu titlul „Centrul regional de determinare a performanţelor şi monitorizare a stării tehnice a materialului tubular utilizat în industria petrolieră”, şi anume: - Masina universală pentru încercări statice şi dinamice capacitate 300KN, modelul LFV 300HH, seria 1485. - Instalatie pentru încercări mecanice ţevi de polietilenă, model BLUE LINE AIRLESS 1675, seria 112141, aparţinând Standului destinat încercărilor mecanice – S1.



* * *

Lucrarea de doctorat a beneficiat nemijlocit de îndrumarea, coordonarea şi aprecierea critică a rezultatelor experimentale din partea domnului profesor universitar doctor inginer Vlad Ulmanu, în dublă calitate de coordonator ştiinţific şi Rector al UPG Ploieşti, faţă de care îmi exprim mulţumirile, recunoştinţa, stima şi consideraţia.

Aduc mulţumirile mele tuturor celor care au fost alături de mine în acest demers, care m-au încurajat , m-au susţinut şi mi-au acordat înţelegerea lor în toţi aceşti ani de studiu pentru elaborarea tezei de doctorat. De asemenea, doresc să mulţumesc colectivului de cadre didactice din Departamentul de inginerie mecanică pentru posibilitatea pe care mi-au oferit-o privind desfăşurarea cercetărilor experimentale.

Teză de doctorat ______________________________________________________________ Capitolul 2


2. STADIUL ACTUAL AL UTILIZĂRII CONDUCTELOR DIN POLIETILENĂ LA TRANSPORTUL ŞI DISTRIBUŢIA GAZELOR NATURALE

În prezentul capitol se prezintă stadiul actual al utilizării conductelor din polietilenă în România şi pe plan mondial, din punct de vedere al materialelor, tipodimensiunilor şi al tehnologiilor de asamblare şi pozare. Karl Ziegler si Erhard Holzkamp au inventat în 1953 polietilena de înaltă densitate (PEHD), iar primul a primit premiul Nobel pentru chimie în 1963 pentru inventarea tehnologiei de producere al PEHD. În România s-au montat ţevi/conducte din polietilenă de înaltă densitate (PEHD) cu diametre începând de la 40mm până la 630mm în timp ce pe plan mondial se fabrică ţevi cu diametre maxime de 1400mm. Ţevile de polietilenă destinate transportului şi distribuţiei de gaze naturale sunt fabricate din PEHD80 (rezistenţa la tracţiune minim garantată-minimum required strengh, MRS=8MPa) , PEHD100 (MRS=10MPa), PEHD100 *(MRS>10MPa), PEHD125 (MRS=12,5MPa), ultimele două sortimente nefiind fabricate în România, având caracteristicile SDR11 şi mai rar SDR17, unde ”SDR” ( Standard Dimension Ratio) reprezintă raportul dintre diametrul nominal, (dn) ,şi grosimea de perete nominală, (e). Aceste conducte din PEHD se pozează la adâncimi minime de 0,9m faţă de generatoarea superioară a acestora, pe pat de nisip sau pe pământ mărunţit curat, acoperite cu nisip respectiv cu pământ mărunţit, conform NTPEE-2008, [2]. Regimurile de presiune în care se folosesc conductele de mai sus în România sunt : presiune joasă (PJ), presiune redusă (PR), presiune medie (PM) şi presiune înaltă (PI). Pentru conductele executate din ţevi PEHD80-SDR11 presiunea maximă de utilizare este de 4,0·105 Pa ( 4 bar ), iar corespondenţa dintre celelalte tipuri de polietilene şi presiunile de exploatare se prezintă in tabelul 2.1 .

Tabelul 2.1. Regimuri de presiuni si materialele de ţevi folosite[2] Nr. crt. Presiunea Valoarea Material Obs.

1.

Înaltă In staţiile de comprimare din instalaţiile de utilizare cu presiunea nominală mai mare de 6·105Pa(6 bar)

PE100+ PE125

-

2. Medie 6·105Pa(6 bar)÷2·105Pa(2 bar) Oţel

PE100 4·105Pa(4 bar)÷

2·105Pa(2 bar) – PE80

3. Redusă 2·105Pa(2 bar)÷0,05·105Pa(0,05 bar) Oţel PE80

PE100 -

4. Joasă <0,05·105Pa(0,05 bar) Oţel PE80

PE100 -

În România, din reţeaua de transport şi distribuţie a gazelor naturale înlocuită

aproximativ 60% o reprezintă reţeaua din conducte de PEHD100- SDR11, iar politica firmelor investitoare este aceea de a continua acest proces de înlocuire.



Printre cei mai importanţi producători de ţevi şi fitinguri din PEHD100-SDR11 din România, destinate distribuţiei de gaze naturale, respectiv SDR26, destinate transportului de apă şi a altor fluide necorozive putem aminti: Politub-Bistriţa, TeraPlast-Bistriţa, ValRom-Bucureşti, Sami Plast-Suceava, Măgureni-Construcţii şi PoliFit-Sibiu.

La nivel naţional numărul de kilometri de conducte din PEHD înlocuite sau nou instalate este de ordinul miilor iar perspectiva anuală de instalare şi înlocuire este aproximată la o valoare de 1000 de km. Valorile acestor lucrări sunt acoperite cu capital privat, capital de stat precum şi cu fonduri europene. Pe plan mondial se propune utilizarea ţevilor din PEHD atât la distribuţia cât şi la transportul gazelor naturale, care implica presiuni mai mari decât cele uzuale în reţelele de distribuţie. Astfel în Franţa se practică utilizarea polietilenei de înaltă densitate pentru transportul şi distribuţia de gaze naturale cu presiunea maximă de exploatare de 8 bar, [135]. Aceasta presupune înlocuirea variantei actuale, care realizează transportul (repartiţia ) cu ţevi de oţel cu presiunea de funcţionare minimă nominală între 16 bar şi 67 bar cu o nouă variantă, care realizează distribuţia cu ţevi din PEHD cu presiunea de funcţionare minimă nominală de 4 bar, conform fig. 2.1.

Fig. 2.1. Soluţii existente în reţeaua de distribuţie pentru micile oraşe [134]

De la introducerea primelor ţevi/conducte acestea au cunoscut o dezvoltare rapidă a

performanţelor evoluând de la PE 63 (prima generaţie, 1960), la PE80 (a doua generaţie,1970), şi la PE100 (a treia generaţie, 1990) pe baza modificărilor structurale şi moleculare realizate prin dezvoltarea unor noi procese industriale de producţie şi a unor noi catalizatori.

Evoluţia performanţelor ţevilor de polietilenă este prezentată în fig. 2.2., conform [124].



Tevi pentru distributia gazelor

fara patde nisip

ISO/TR 9080 ISO/TR 9080(1992) (2003)

1980 1990 2000 2010

Calitateamaterialului

PE 63PE 80

PE 100PE 100-/PE 125

An

Domeniu depresiune ( bar )

100mbar

400mbar

1 bar

4 bar

8 bar 10 bar12,5 bar (?)

Fig. 2.2. Evoluţia performanţelor ţevilor din polietilenă destinate distribuţiei gazelor naturale, [125]

Dezvoltarea clasei de ţevi din polietilenă cu rezistenţa la tracţiune minim garantată de

10 MPa (PE100) a permis utilizarea ţevilor din polietilenă la transportul şi distribuţia gazelor naturale cu presiuni până la 8 bar.

Creşterea presiunii de la 4 bar la 8 bar (soluţia 8 bar), în zonele noi de distribuţie are în vedere limitarea costurilor cât şi a numărului de elemente componente ale reţelei, (regulatoare de presiune, ţevi de diferite diametre şi fitingurile respective).

Astfel, soluţia propusă a redus montarea staţiilor de reglare numai la ramificaţiile de legătură de la reţeaua principală de distribuţie, la intrarea în zona de distribuţie alegându-se un singur diametru Dn=160mm.

Fig. 2.3. Ramificaţiile de legătură ale reţelei de transport/repartiţie la reţeaua de distribuţie, [135] Ţevile din PE100 extrudate pentru soluţia PE 8 bar, au dungă galbenă dublă în

comparaţie cu ţevile din PE100 folosite la soluţia PE 4 bar care au o singură dungă.

Conducte de transport/repartiţie 67( bar)

Reţeaua de distribuţie 4( bar) Regulator 67/8(bar)

Regulator 8/4(bar)

Dn>160mm

(105Pa)



Fig. 2.4. Ţevi din PE 100 folosite la presiuni de 8 bar, [135] Proba hidrostatică a conductei din PE se efectuează pe durata a 2 ore la valoarea de 1,5 x MOP, unde MOP este presiunea maximă de exploatare (maximum operating pressure) (8 bar/4 bar).

2.1. Concepţia structurii reţelelor de distribuţie a gazului metan

2.1.1. Structura reţelelor existente

Conform normelor tehnice în vigoare, reţelele actuale au diametre cuprinse între 40mm şi 630mm. Reţelele de medie presiune (MP) alimentează în principal clienţi industriali iar reţelele de redusă presiune (RP) sau joasă presiune (JP) alimentează toate tipurile de consumatori. Reţelele de medie presiune (MP) sunt în marea lor majoritate ramificate, iar punctele de intrare din Sistemul Naţional de Transport (SNT) nu sunt, în mod sistematic interconectate între ele. În funcţie de vechimea reţelelor de oţel, presiunile de serviciu sunt adesea limitate în mod voluntar între 2 bar şi 3 bar (MP) în zona de sud a ţării. Reţelele de redusă presiune (RP) sunt ramificate în cazul reţelelor de distribuţie noi sau pentru localităţile mici, respectiv interconectate pentru reţelele vechi care deservesc localităţile cu un număr de puncte de măsură mai mare de 10.000. Vechimea reţelelor de oţel implică menţinerea presiunilor de serviciu, care sunt adesea limitate în mod voluntar la o valoare de 0,6bar (RP). Reţelele de joasă presiune din zonele puternic industrializate din sudul ţării sunt interconectate şi adesea vechi, motiv pentru care politica aplicată este de înlocuire a acestora cu reţele noi din PEHD Indiferent de tipul de reţea, pentru condiţiile de pozare a vanelor nu există reguli, cu excepţia celor prevăzute expres de normele în vigoare , cum ar fi la subtraversarea căilor ferate, a drumurilor naţionale şi a cursurilor de apă.



2.1.2. Sistematizarea reţelelor Concepţia reţelelor este condiţionată de continuitatea alimentării clienţilor sensibili, de exemplu centralele electrice de termoficare (CET) şi de amploarea lucrărilor de repunere în funcţiune ce ar rezulta dintr-o eventuală disfuncţionalitate în alimentare (număr de angajaţi, respectiv timpul necesar pentru repunere în funcţiune ). Pentru asigurarea continuităţii alimentării cu gaze naturale, se practică următoarele modalităţi de acţiune:

- securizarea alimentării din SNT, prin interconectarea staţiilor de reglare, măsură şi predare ( SRMP ). În reţeaua de tranzit pentru localităţile cu mai multe staţii de predare şi a staţiilor MP/RP pentru reducerea probabilităţii de apariţie a unui incident;

- crearea reţelei MP de tranzit; - reducerea ariei de exploatare pentru limitarea consecinţelor în caz de incident; - identificarea factorilor de risc în exploatarea reţelei; - separarea reţelelor de RP din oţel (OL) cu factori de risc în exploatare, din zonele cu

reţele RP din PE si OL recent pozate, protejate catodic şi creşterea presiunii de exploatare în aceste zone până la 2 bar;

- concepţia reţelelor se realizează în condiţiile exploatării în regim de MP şi pentru reţelele care în prezent se exploatează în regim de RP.

Obiectivele principale sunt dezvoltarea reţelelor de distribuţie MP din PE ramificate , precum şi identificarea zonelor RP cu reţele din OL ( noi sau relativ noi ) protejate catodic şi din PE în care presiunea de exploatare poate fi crescută până la 2 bar.

Reţelele importante de MP sau RP se împart în trei categorii:

Reţele de tranzit: îndeplinesc o funcţie de transport pentru alimentarea reţelelor secundare ( situate în aval ) şi de interconectare a punctelor de intrare a gazelor naturale. În mod excepţional acestea pot alimenta şi clienţi foarte importanţi.

Reţele secundare: îndeplinesc funcţia de transport şi de distribuţie şi se montează vane pentru crearea unor zone de exploatare de cca. 4000 de puncte de măsură.

Reţele terţiare: sunt ramificaţii destinate distribuţiei către clienţi ( distribuţie pentru cca.

500 puncte de măsură).

Pentru reţelele mari de RP interconectate existente este prevăzută o sectorizare în zone de exploatare prin închiderea vanelor existente. Mărimea acestor zone de exploatare depinde de numărul persoanelor ce pot fi mobilizate pentru efectuarea repunerii în funcţiune în mai puţin de 24 de ore. Obiectivul de sistări va fi de maximum 2500 puncte de măsură. Sectoarele importante de MP şi RP trebuie să fie în măsură să funcţioneze în caz de disfuncţionalitate totală a uneia din staţiile ce le alimentează. Se vor instala două staţii în locul sursei principale securizate ( cu o linie de rezervă cu aceiaşi capacitate ).

Într-o reţea de RP debitul unei staţii principale unice va fi limitat la 5000 mc/h şi în mod excepţional la 10.000 mc/h. Reţele de JP şi de RP din OL cu presiuni sub 250 mbar prezintă prioritate în cadrul politicii de înlocuire a reţelelor vechi din OL. Fiecare interconexiune de reţea dintre două sectoare se face printr-o vană şi o instrucţiune de manevră a cestei vane. Structura reţelelor de tranzit, secundare, terţiare şi regimul de presiuni din acestea sunt prezentate în tab. 2.2.



Tabel 2.2 Structura retelelor Tip

reţea Regim de presiune

Structura Rol Material Presiune maximă de exploatare

Presiune minimă de exploatare

Diametru minim (mm)

Risc climatic

Închidere rapidă Depresurizare

TRA

NZI

T

MP 6>p>2bar RP 2>p>0,05bar

R

amifi

cată

sau

In

terc

onec

tată

Tran

zit

PE 100 PE 80 Oţel

MP: 6 bar MP: 4 bar

MP: 0,5 bar RP: 0,02bar

160

R 2% R 50%

Închidere vane (max.2km în zona urbană/4km în zona rurală) şi purjare prin branşamente, posturi de reglare sau dispozitive de purjare în maxim 15 min.

PE 100 PE 80 Oţel durabil*

RP: 2bar

Oţel cu risc**

RP: 0,6bar

SEC

UN

DA

RĂ

MP 6>p>2bar RP 2>p>0,05bar

Ram

ifica

tă s

au

Inte

rcon

ecta

tă

Tran

zit ş

i Dis

tribu

ţie c

ătre

cl

ienţ

i

PE 100 PE 80 Oţel

MP: 6 bar MP: 4 bar

MP: 0,5 bar RP: 0,02bar

90

R 2% R 50%

Închidere vane(o vană pentru cca. 1500 puncte de măsură ) şi purjare prin branşamente, posturi de reglare sau dispozitive de purjare în maxim 15 min.


RP: 2bar

Oţel cu risc**

RP: 0,6bar

TER

ŢIA

RĂ

MP 6>p>2bar RP 2>p>0,05bar JP P<0,05bar

R

amifi

cată

sau

Inte

rcon

ecta

tă

Dis

tribu

ţie

către

clie

nţi

PE 100 PE 80 Oţel

MP: 6 bar MP: 4 bar

MP: 0,5 bar RP: 0,02bar JP:0,015bar

63

R 2% R 50%

Închidere vane (o vană pentru cca. 1500 puncte de măsură în zona urbană respectiv o vană pentru 250 de puncte în zona rurală ) şi purjare prin branşamente, posturi de reglare sau dispozitive de purjare în maxim 15 min.


RP: 2bar

Oţel cu risc**

RP: 0,6bar JP:0,05bar

2.1.3. Condiţiile de amplasare a vanelor într-o reţea de tranzit MP interconectată

în zona urbană

Pentru fiecare interconexiune reţea de tranzit/secundară sau secundară /secundară, vanele vor fi amplasate pe fiecare plecare din punctul de interconexiune. De asemenea se montează vane pentru crearea unor zone de exploatare cu cca. 3500 de puncte de măsură. Pentru reţelele terţiare cu un număr de puncte de măsură de cca. 1450, vanele se amplasează de o parte şi de alta a plecării. De asemenea în cazul unui grup de conectări cu un număr total de puncte de măsură de cca. 1450, vanele se pozează de o parte şi de alta a grupului. Un exemplu de structură de reţea de tranzit de medie presiune existentă într-o zonă urbană este prezentat in fig. 2.5.



Fig. 2.5. Reţea de tranzit MP interconectată în zonă urbană

2.1.4. Condiţiile de amplasare a vanelor într-o reţea de tranzit MP

neinterconectată în zona urbană

Pentru fiecare interconexiune reţea de tranzit/secundară sau secundară /secundară, vanele se amplasează pe fiecare plecare din punctul de interconexiune. Pentru reţelele terţiare conectate în reţeaua secundară, vanele se montează pe reţeaua secundară astfel încât între două vane, suma punctelor de măsură cuprinse să fie de cca. 1450, aşa cum se prezintă în fig. 2.6. În cazul unei reţele terţiare cu un număr de puncte de măsură de cca. 450, vana se montează pe derivaţie.

Fig. 2.6 Reţea de tranzit MP neinterconectată în zonă urbană



Dacă în timp, o reţea terţiară ajunge să depăşească pragul de 450 de puncte de măsură, pentru alimentarea punctelor suplimentare se realizează o altă racordare, fie din reţeaua de tranzit, fie din cea secundară în funcţie de proximitate şi studiul tehnico-economic aferent.

Toate vanele necesare pentru respectarea regulilor mai sus menţionate sunt declarate ca fiind indispensabile şi fac obiectul mentenanţei preventive ( control de manevrabilitate şi accesabilitate ). Aceste vane sunt cu obturator sferic şi sunt pozate în cămine de vane cu capace din fontă pentru acces. Dacă pentru izolarea unei zone cu defect trebuie să se manevreze mai mult de trei vane, se propun vane suplimentare cu starea ” Închis ”.

2.1.5. Cerinţe privind siguranţa în exploatare a conductelor pentru distribuţia

gazelor naturale Sectorizarea reţelelor RP şi JP este realizată în funcţie numărul de puncte de măsură. Mărimea sectoarelor şi reţelelor terţiare ramificate se validează de către colectivele care întocmesc schemele de perspectivă. Pentru securizarea sau consolidarea sectoarelor de exploatare RP şi JP se propun următoarele soluţii:

- trecerea marilor consumatori pe MP; - creşterea presiunii în aval la staţiile MP/RP/JP; - buclarea reţelei de MP, deoarece în acest fel se evită desfiinţarea staţiilor de reglare

MP/RP, MP/JP şi RP/JP; - amplasarea unei staţii suplimentare; - adaptarea diametrului la ieşirea din staţie, la diametrul reţelei.

Pentru un sector de exploatare cu mai puţin de 1450 puncte de măsură, în funcţie de condiţiile de teren, se poate prelungi existenţa acestuia sau se pot crea zone de reţea terţiară ramificată.

2.1.5.1. Obiective şi scheme de perspectivă

Schema de perspectivă este un document ce descrie pe termen lung de un deceniu următoarele aspecte:

- zonele potenţiale de dezvoltare; - etapizarea lucrărilor de dezvoltare; - reţeaua vizată şi etapele intermediare.

• Obiectivele pot fi clasificate astfel:

Garantarea securităţii persoanelor şi bunurilor prin: - îmbunătăţirea cunoaşterii reţelelor de către operator ( puncte tari şi puncte slabe ale

reţelei, structura actuală şi viitoare ) ; - alegerea ansamblului de vane strategice ( de manevrat în caz de incident ) ; Consolidarea calităţii actuale şi viitoare a serviciului de distribuţie prin: - anticiparea dezvoltărilor viitoare în dimensionarea reţelelor de distribuţie; - localizarea şi favorizarea dezvoltărilor cunoscute şi potenţiale; - mărirea capacităţii de distribuţie prin creşterea presiunii. Existenţa unei viziuni pe termen lung a structurii reţelelor este necesară pentru : - stabilirea unei planificări a lucrărilor de reabilitare, cu o evaluare financiară

corespunzătoare; - optimizarea investiţiilor, opţiune justificată între investiţii şi mentenanţă; - eficientizarea comunicării interne, ( coordonarea şi urmărirea lucrărilor ).



2.1.5.2. Închiderea rapidă a reţelei, depresurizarea ei, proiectarea acesteia

Fiecare reţea trebuie dimensionată pentru a satisface necesarul de gaze naturale în

următoarele cazuri extreme: - funcţionarea la temperatură cu risc de 2%, pentru toată reţeaua în stare de

funcţionare ( temperatura cu risc de 2% reprezintă temperatura medie minimă zilnică a cărei probabilitate de a fi atinsă este de două ierni într-un secol);

- funcţionarea la temperatură cu risc de 50%, reprezintă temperatura medie minimă zilnică a cărei probabilitate de a fi atinsă este de o iarnă două . În aceste condiţii apariţia unui accident major reprezintă avarierea majoră a unui tronson pe reţeaua primară sau secundară, diminuarea presiunii sau a debitului unei surse SRMP/SRS ( staţie de reglare măsură de predare - reţea transport/staţie de reglare de sector ) nesecurizate;

- viteza maximă a gazelor naturale să rămână sub 20m/s ( în situaţii bine justificate se va încadra până la 40m/s) ;

- presiunea minimă acceptabilă într-o reţea de tip tranzit secundară MP va fi de 0,5 bar (presiunea la ieşirea din sursa aleasă pentru calcule este cea de 4 bar) ;

- presiunea minimă acceptabilă într-o reţea de tip RP va fi de 20 mbar (presiunea la ieşirea din sursa aleasă pentru calcule este cea de 0,5 bar) ;

Pentru reţelele de tranzit MP şi PR se recomandă pozarea de conducte cu ţevi din PEHD100/SDR11 cu Dn 200mm, Dn180mm, Dn 160mm( în situaţii bine justificate, cu suport schemă de perspectivă, se pot accepta şi diametre mai mari : Dn 315mm, Dn 355mm, Dn 400mm …. Dn 630mm ).

Pentru reţelele secundare MP si RP se recomandă pozarea de conducte cu ţevi din PEHD100/SDR11cu Dn180,Dn125, Dn90 mm.

Pentru reţelele terţiare MP si RP se recomandă pozarea de conducte cu ţevi din PEHD100/SDR11cu Dn125, Dn90 ,Dn63 mm.

Reţeaua izolată prin închiderea vanelor trebuie să poată fi depresurizată prin branşamente, posturi de reglare sau dispozitive de purjare într-o perioada de timp mai mică de 15 min. O zonă avariată din reţea poate să fie închisă rapid prin maxim trei vane, motiv pentru care densitatea vanelor în reţea va respecta următoarele condiţii :

în reţelele terţiare : - în zona urbană o vană pentru cca.500 de puncte de măsură; - în zona rurală, o vană pentru cca.250de punte de măsura. în reţelele secundare : - o vana pentru cca.1500 de puncte de măsură. în reţelele de tranzit : - în zona urbană o vană la fiecare 1,2 km; - în zona rurală o vană la fiecare 3,4km.

2.1.5.3. Actualizarea schemelor de perspectivă

Realizarea unei dezvoltări a reţelelor de transport şi distribuţie gaze naturale

presupune o actualizare permanentă a schemelor de perspectivă dictate de dinamica schimbărilor. In absenţa unei evoluţii majore a reţelelor, schemele de perspectivă vor fi actualizate la fiecare 10 ani din punct de vedere al reţelelor finale. De asemenea, este necesară o actualizare continuă a gradului de adaptarea al reţelelor de transport şi distribuţie existente, la evoluţia reala a costurilor. Verificarea are drept rezultat anticiparea şi/sau amânarea unor lucrări, prevăzute deja în schemele directoare. De asemenea, dezvoltările semnificative ale reţelelor de transport şi distribuţie a gazelor naturale de MP/RP/JP,conduc



la revizuirea şi actualizarea scenariilor de comportare a acestora în condiţii extreme: avarii fizice, tehnice, provocate sau întâmplătoare.

2.2. Metode şi utilaje folosite în intervenţiile speciale în reţelele din polietilenă

pentru distribuţia gazelor sub presiune 2.2.1. Tipuri de intervenţii

2.2.1.1. Obturarea unei conducte de PE cu dispozitivul special pentru

prelungirea acesteia cu mufa de electrofuziune Tehnica recomandata este asamblarea prin electrofuziune cu lipsa gazului natural în

zona de lucru

a. Extinderea unei reţele Aceasta intervenţie presupune operaţii pregătitoare şi activităţi specifice realizate

conform unor proceduri aşa cum se prezintă în fig.2.7.

Fig.2.7. Obturare cu dispozitivul special pentru situaţiile : a) extinderea unei reţele; b) racordarea reţelei.

torţă

sudură



b. Izolarea şi înlocuirea unui tronson de conducta de PE Aceste activităţi presupun operaţii pregătitoare şi aplicarea procedurilor de intervenţie

propriu-zise.

Fig.2.8. Izolarea şi înlocuirea unui tronson de conductă ; a) cu refulator si torţă; b) respectiv fără Refulatorul este o ramificaţie sudată pe conductă la adrese bine fixate, prevăzută la

capătul liber cu două vane şi foloseşte la evacuarea gazelor naturale de pe un tronson de conductă unde trebuie eliminată o avarie.

Torţa este tot un dispozitiv prin care se evacuează gaze scăpate pe lângă obturatorul interior al conductei şi la capătul liber al acesteia li se dau foc tot pentru a securiza zona de lucru.

În situaţia unei avarii pe un tronson de conductă care alimentează o zonă dens populată sau consumatori industriali care şi-ar putea compromite producţia în absenţa gazelor naturale (topitoriile de sticlă, producţia de îngrăşăminte chimice), se apelează la varianta cu utilizarea by-pass-ului, care prin dispozitive speciale, montate pe conductă şi legate printr-un by-pass (conducta provizorie) asigură atât continuitatea furnizării gazelor naturale pentru consumatori, cât şi absenţa gazelor naturale pe tronsonul avariat, unde se intervine pentru înlocuire.

În mod obişnuit pentru situaţiile care nu au fost amintite anterior, se poate folosi metoda fără utilizarea by-pass-ului când se închid gazele pe tronsonul avariat, se refulează şi se ard la torţă, pentru a putea înlocui tronsonul avariat.

torţă



Fig.2.9. Înlocuirea unui tronson de conducta cu folosirea by-pass-ului

Fig. 2.10. Înlocuirea unui tronson de conducta cu oprirea gazului fără by-pass.

2.2.1.2. Executarea unei derivaţii de reţea din PE Se realizează cu ajutorul unui picaj, definit la punctele a) si b) de derivaţie produs de

diferite firme.

a. Pregătirea derivaţiei

Picajul de derivaţie este constituit dintr-o parte superioară (cu un buşon interior şi capac de protecţie) şi o parte inferioară, ca să poată fi îmbinată cu o mufă electrosudabilă.

Schema de montaj a unei şei inferioare este prezentată în fig. 2.11 .

Fig. 2.11. Schema de montaj a unei şei inferioare

Conductă principală

Şei electrosudabile

Mufe electrosudabile

Deviaţie

torţă

suduri

torţă

sudură



b. Sudarea picajului Sudarea şeii superioare şi inferioare se realizează în conformitate cu parametrii indicaţi

de constructor. Cele două şei sunt sudate în poziţie verticală, una sub alta, concentricitatea şi planeitatea acestora, fiind realizată cu ajutorul a câte două şuruburi, pentru fiecare şa.

b.1. Cazul în care şaua inferioară este sudată lateral ( în plan orizontal )

Aceasta se realizează în conformitate cu fig. 2.12., respectându-se timpii de răcire şi

realizarea probelor de etanşeitate la 6 bar pentru cele două picaje, aşa cum s-a prezentat anterior.

Fig. 2.12. Sudare laterală a şeii inferioare în plan orizontal

b.2. Cazul în care şaua inferioară şi cotul sunt sudate în plan vertical Se realizează conform fig. 2.13. astfel: - se asamblează şi se sudează atât şaua

superioară a picajului, cea inferioară a acestuia, cotul şi cuponul de ţeavă de cel mult 1 metru lungime, ultima fiind fie prin mufă electrosudabilă, fie prin sudură cap la cap. Se respectă timpii de răcire şi se procedează la efectuarea probelor de etanşeitate la 6 bar.

Fig. 2.13. Sudare cotului şi a şeii inferioare în plan vertical


mufe electrosudabile


Conductă principală

Mufe electrosudabile

Deviaţie



c. Montarea vanei şi perforarea conductei

2.2.1.3. Obturarea unei conducte de derivaţie din polietilenă aflată în exploatare

Este posibil să se intervină asupra picajului (şeii), în acest caz se va realiza obturarea

derivaţiei, cât şi a conductei principale, în funcţie de sensul de curgere a gazului, procedură care este prezentată în fig. 2.14.

Fig. 2.14. Obturarea conductei derivate

2.2.1.4. Ştrangularea cu dispozitive de obturat a conductelor de PE având diametrul mai mic sau egal cu 125mm

Modalităţi de intervenţie sub presiune, pe reţelele de distribuţie a gazelor naturale de

PE cu diametre Dnmax = 125mm inclusiv, se aplică pentru oprirea completă a gazului fără deteriorarea ţevii. Scopul în sine al acestei intervenţii, îl reprezintă cuplarea conductelor noi la reţeaua în funcţiune sau remedierea defectelor apărute pe o conductă de gaze naturale dintr-o reţea de distribuţie inelară sau ramificată. Metoda poate fi aplicată în cazul cap. 2.2., subcapitolul 2.2.1. – a) şi b).

Dispozitivele de obturare pot fi: - prese de obturat mecanice; - prese de obturat hidraulice.

a. Cuplarea unei conducte noi în continuarea conductei existente din PE aflată exploatare

Se realizează în conformitate cu schema prezentată în fig. 2.15., astfel: - se montează dispozitivul de ştrangulare pe ţeavă, în punctul care trebuie să fie la o

distanţă de cel puţin 5 diametre nominale ale ţevii, faţă de cel mai apropiat fiting, evitându-se prinderea firului;

- se închide dispozitivul de obturare încet, folosind o forţă suficientă pentru închiderea fluxului de gaz, dacă este necesar se poate apela şi la al doilea dispozitiv de obturare;

- se taie capacul bombat din capătul conductei cu dispozitive adecvate după care se procedează la sudarea noii conducte, fie prin sudură cap la cap fie prin mufă electrosudabilă;



- după respectarea procedurilor de montaj se procedează la deschiderea lentă a dispozitivului de obturare permiţând secţiunii conductei să revină la forma iniţială, se marchează locul unde a fost montat dispozitivul de obturare atât pe conductă cât si pe un reper fix exterior.

Fig. 2.15. Amplasarea dispozitivului de obturare în vederea opririi gazului

pentru cuplarea unei conducte noi de PE

b. Înlocuirea unui tronson de conductă sau realizarea unei ramificaţii

Procedura se aplică folosind schema din fig. 2.16., astfel: - toate operaţiile pregătitoare sunt exact ca cele descrise la punctual a. cu diferenţa că

dispozitivele de obturare se plantează de o parte si de alta a tronsonului de conductă de înlocuit la distanţe minimale de 5 diametre nominale de conductă;

- după închiderea gazului se procedează la decuparea tronsonului de înlocuit şi înlocuirea acestuia cu un altul nou cu aceleaşi caracteristici tipodimensionale şi de material sudându-se cele două capete printr-unul din procedeele agrementate;

- după respectarea timpilor de răcire se demontează încet cele două obturatoare şi se marchează locurile atât pe conductă cât şi în exterior ( stâlp, zid, gard ).

Fig. 2.16. Înlocuirea unui tronson de conductă sau realizarea unei ramificaţii

Groapă de poziţie

Presă de obturare Conductă existentă din PE100,SDR11,cu Dn cunoscut

Zonă unde se sudează noua conductă de PE,prin SD-BW sau SRM-SW

Fiting-capac bombat PE100,SDR11,care se înlătură

Groapă de poziţie



c. Descrierea modului de intervenţie

Intervenţia pentru înlocuirea unui tronson de conductă/înlocuirea unei vane/intercalarea unui teu de ramificaţie, utilizând mufe electrosudabile se face cu respectarea următorilor paşi numai după asigurarea condiţiilor de lipsă totală a gazelor în zona de intervenţie.

Fig. 2.17. Tăierea ţevii utilizând dispozitive Fig. 2.18. Fixarea ţevii în bacurile aparatului de sudură speciale de tăiere în funcţie de diametrul conductei

Fig. 2.19. Frezarea feţelor frontale Fig. 2.20. Verificarea aliniamentului

Procedura se aplică folosind schema din fig. 2.16., astfel: - toate operaţiile pregătitoare sunt exact ca cele descrise la punctul a. cu diferenţa că

dispozitivele de obturare se plantează de o parte si de alta a tronsonului de conductă de înlocuit la distanţe minimale de 5 diametre nominale de conductă;

- după închiderea gazului se procedează la decuparea tronsonului de înlocuit şi înlocuirea acestuia cu un altul nou cu aceleaşi caracteristici tipodimensionale şi de material sudându-se cele două capete printr-unul din procedeele agrementate;

- după respectarea timpilor de răcire se demontează încet cele două obturatoare şi se marchează locurile atât pe conductă cât şi în exterior ( stâlp, zid, gard ).



Fig. 2.21. Degresarea Fig. 2.20. Introducerea datelor de identificare

Fig. 2.23. Asigurarea planeităţii, coaxialităţii capetelor de ţeavă care se sudează, precum şi pregătirea a celor două capete de ţevi (raşchetare, decapare, rotunjirea muchiilor, marcarea, etc.)

Fig. 2.24. Încălzire Fig. 2.25. Sudare

Fig. 2.26. Menţinere - inspecţia vizuală şi probarea cu produs spumant a îmbinărilor sudate



Fig. 2.27. Editare protocol sudură şi consemnare intervenţie în cartea tehnică a construcţiei

2.3. Controlul umidităţii gazului natural în reţelele de distribuţie din polietilenă Prezenţa apei în reţelele de distribuţie poate fi semnalată în perioada rece a anului, cu

ocazia întreruperii alimentării cu gaze naturale. Acest lucru poate să producă disconfort şi posibile prejudicii clienţilor şi implicit determină mobilizarea echipelor de intervenţie, generând costuri suplimentare.

Evitarea prezenţei apei în reţea, localizarea şi eliminarea acesteia, se realizează prin aplicarea unor proceduri de lucru, prin respectarea normativelor, standardelor şi legilor în vigoare, [2, 194, 195, 196, 68, 128].

• Temperatura punctului de rouă reprezintă temperatura de saturaţie la care au loc condensarea vaporilor de apă din gazele naturale.

Cu cât această temperatură este mai joasă, cu atât gazul este mai uscat. Distingem temperatura punctului de rouă a gazului în regim de presiune de lucru şi

temperatura punctului de rouă în regim de presiune atmosferică. • Temperatura punctului de rouă în regim de presiune de lucru este temperatura

la care vaporii de apă încep să condenseze la presiunea reală a gazului din conductă. • Temperatura punctului de rouă în regim de presiune atmosferică este

temperatura la care vaporii de apă încep să condenseze la presiunea atmosferică. Aceasta permite cuantificarea cantităţii absolute ( umiditate absolută ) de apă din gaz indiferent de presiune.

Aplicarea strictă a unor măsuri preventive menţionate mai jos permit garantarea continuităţii furnizării de gaze.

În perioada realizării lucrărilor Obturarea extremităţilor ţevilor folosite la construcţia conductelor şi branşamentelor

din polietilenă cu capace de protecţie pentru prevenirea pătrunderii apei şi a unor corpuri străine, atât pe perioada de depozitare cât şi pe perioada de pozare în săpătură în şantier.

Înainte de realizarea montajului, ţevile se curăţă la interior şi exterior. Obligaţia menţionată mai sus trebuie respectată de constructor pe toată durata

montajului sau prin folosirea altor procedee, certificate CE sau agreate de comun acord de către constructor şi operatorul de distribuţie ca beneficiar al lucrării. Aceste verificări se execută înainte de perforarea branşamentelor, repetându-se dacă este cazul până la curăţarea completă a interioarelor conductelor şi branşamentelor.



Probe de presiune În vederea recepţiei lucrării se vor efectua probele de presiune cu ajutorul unui

compresor dotat cu un separator de apă sau un dispozitiv de filtrare independent, pentru a nu permite introducerea fracţiilor lichide în conducte.

• Măsurarea temperaturii punctului de rouă În mod sistematic se vor realiza măsurători ale temperaturilor punctului de rouă la

presiune atmosferică pentru: - noile concesionări de sisteme de distribuţie a gazelor naturale; - conductele cu lungimi mai mari de 500 de metri ( lucrări noi şi înlocuiri ). Reprezentantul operatorului de distribuţie are dreptul de a solicita efectuarea de

măsurători ale temperaturii punctului de rouă pe conducte cu o lungime mai mică de 500 de metri dacă pe perioada lucrărilor de montare s-au produs precipitaţii abundente, dacă şantierul a fost abandonat pentru o perioadă mai mare de timp sau dacă a fost necesară traversarea unor cursuri de apă, foraj dirijat, etc.

Pentru a preveni formarea de gheaţă în regulatoare, temperatura punctului de rouă în conducte cu o presiune sub 4 bar trebuie să fie mai mică de -10°C, sau temperatura punctului de rouă determinată la presiunea atmosferică să fie mai mică de -15°C.

• Diagnosticarea prezenţei apei Diagnosticarea se realizează respectând următoarele etape: 1. Identificarea şi localizarea branşamentelor unde s-a constatat prezenţa apei sau

îngheţarea regulatoarelor şi a robineţilor . 2. Efectuarea măsurătorilor temperaturii punctului de rouă a apei din gaz în diferite

locuri ale reţelei. Într-o primă fază, se vor utiliza punctele de măsurare existente ( branşamente, alte

elemente ale reţelei, etc. ). Măsurătorile trebuie să fie făcute dinspre amonte spre aval. Valoarea temperaturii punctului de rouă de referinţă măsurată într-un punct situate în

amonte de zona investigată trebuie să fie apropiată de -15°C, la presiune atmosferică.

• Consemnarea valorilor temperaturilor punctului de rouă măsurate ( al apei ) în planul reţelei de distribuţie gaze naturale

O diferenţă de maxim 5°C între valorile temperaturilor punctului de rouă înregistrate în două puncte de măsurare succesive din reţea este caracteristică prezenţei generalizate de apă în gaz ( umiditate mare fără strat de apă ).

O diferenţă mai mare de 15°C a valorilor temperaturilor punctului de rouă înregistrate în două puncte de măsurare succesive din reţea este semnul unei prezenţe de apă localizată ( strat de apă ).

• Supravegherea

Înainte de primele perioade de îngheţ, supravegherea trebuie să fie axată pe

declanşarea acţiunilor de curăţare mecanică imediată cu întreruperea alimentării de gaze în conducte sau efectuarea de refulări pe branşamente pentru îndepărtarea umidităţii.



Periodic se va verifica temperatura punctului de lucru de rouă la presiune atmosferică la nivelul branşamentului nou pus în funcţiune, de asemenea în punctul intermediar şi la nivelul punctului de referinţă situat în amonte.

Fig. 2.28. Schema de măsurare a punctului de rouă într-o zonă ( secţiune ) a reţelei

În cazul în care, la măsurătorile ulterioare, se constată menţinerea diferenţei între valorile temperaturilor punctului de rouă în cele trei puncte, se poate afirma că la trecerea gazului prin porţiunea de conductă analizată, umiditatea ( stratului de apă ) nu poate fi îndepărtată şi ca urmare sunt necesare măsuri de eliminare a acesteia prin alte metode.

• Tratamente pentru eliminarea apei

Sunt posibile două soluţii de eliminare a apei:

- accelerarea uscării prin mărirea debitului cu ajutorul metodei refulării, care este eficientă în cazul unei cantităţi mici de apă. Apa se găseşte în general la nivelul punctelor inferioare ale reţelei; cantitatea de apă

poate fi aşadar importantă, iar suprafaţa de contact restrânsă. Din acest motiv, cantităţile de gaz necesare pentru evacuarea apei din reţeaua de

conducte se dovedesc a fi importante, gazul având puţin timp pentru a se încărca cu apă, din cauza suprafeţei restrânse de contact ( de exemplu: timpul de uscare necesar poate fi şi de 4 luni ). Metoda poate fi costisitoare şi cu un rezultat probabil. De asemenea, metoda poate fi utilizată în măsura în care timpul de refulare necesar este admis de condiţiile locale.

- evacuarea apei din reţeaua de distribuţie După închiderea alimentării cu gaz a reţelei de distribuţie, urmează o curăţare

mecanică a tronsoanelor reţelei de distribuţie. Operaţiunea este completată prin uscarea cu aer uscat. Reţeaua este apoi repusă în funcţiune. O verificare făcută la o săptămână după operaţiune permite aprecierea eficacităţii metodei.

Dacă verificarea a demonstrat prezenţa apei generalizată sau dacă refularea realizată în cazul prezenţei apei s-a dovedit ineficace se procedează astfel:

- se întrerupe alimentarea cu gaz; - se taie conducta principală şi se efectuează curăţarea mecanică. Derivaţiile care nu

se pot curăţa mecanic vor fi curăţate cu debit de gaz (prin refulare). Dacă este necesar, se va face şi o uscare cu aer uscat în întreaga reţea izolată.

- în cazul în care consumul de gaz nu va permite uscarea derivaţiilor, se efectuează o uscare cu aer uscat în întreaga reţea izolată.



2.4. CONCLUZII

2.4.1. Conductele executate din ţevi din polietilenă, destinate transportului si

distribuţiei de gaze naturale, funcţionează în diferite regimuri de presiune (joasă, redusă, medie si înaltă). Pentru presiunile folosite în mod uzual (redusa şi medie) sunt fabricate din diferite sorturi de material polimeric şi au codificări în consecinţă de exemplu Dn 355mm, PEHD100, SDR11.

2.4.2. Preocuparea specialiştilor este de a folosi sorto-tipo-dimensiuni recomandate, pentru anumite scopuri precise, cu eficienţă maximă şi costuri reduse de pozare si mentenanţă.

In ţări europene cum ar fi Franţa, reţeaua de transport si distribuţie a gazului metan din oţel şi cu presiuni de 16bar până la 67bar, se înlocuieşte cu conducte din polietilenă Dn160mm, PE100, SDR11, pentru distanţe de 20km până la 25 km, cu regulatoare în amonte, de 67bar/8bar şi în aval de 8bar/4bar care alimentează distribuţiile rurale şi urbane cu presiune de 4bar.

2.4.3. Structura reţelelor de distribuţie a gazului metan, are în vedere reţeaua existentă din oţel, regimul de presiuni, tipul si periodicitatea incidentelor funcţionale, numărul şi importanţa consumatori şi consumurile. Pentru asigurarea unei anduranţe conforme reţeua din oţel se înlocuieşte cu conducte din polietilenă după un plan de sistematizare care să asigure securizarea alimentării, crearea reţelei de tranzit cu MP, reducerea ariilor de exploatare, identificarea factorilor de risc, separarea conductelor din oţel care nu se pot înlocui din motive obiective (care se protejează catodic), faţă de conductele din PE100 în regim de MP care se vor ramifică conform necesarului zonal.

2.4.4. Reţelele importante de distribuţie în regim de MP şi RP, se împart in trei categorii:- reţele de tranzit, reţele secundare şi reţele terţiare, clasificare care respecta criteriile privind destinaţia gazului metan, numărul de puncte de măsură, numărul de vane de secţionare şi de volumul lucrărilor de mentenanţă preventivă / corectivă necesare.

Pentru securizarea şi consolidarea sectoarelor de exploatare în RP şi JP,se preferă soluţiile de trecere a marilor consumatori în regim de MP,creşterea presiunilor în aval de staţiile de MP/RP/JP şi buclarea reţelei de MP.

2.4.5. Obiectivele de perspectivă ale alimentării cu gaze naturale sunt identificarea zonelor potenţiale de dezvoltare, etapizarea lucrărilor de dezvoltare, garantarea securităţii persoanelor şi bunurilor, consolidarea calităţii actuale şi viitoare a serviciului de distribuţie şi existenţa pe termen lung a unei viziuni a structurii reţelelor.

2.4.6.Procedurile şi utilajele folosite în intervenţiile speciale din reţelele de distribuţie a gazelor naturale sub presiune, din PE, corespund următoarelor tipuri de lucrări: extinderea unei conducte (reţele), izolarea şi înlocuirea unui tronson de conductă, executarea unei derivaţii în reţeaua din PE, obturarea unei conducte de derivaţie aflată în exploatare (Dn≤125mm) pentru cuplarea unei noi conducte, înlocuirea unui tronson de conductă sau realizarea unei ramificaţii.

2.4.7. Controlul valorii umidităţii gazelor naturale în reţelele de distribuţie din PE, constă în măsurarea temperaturii punctului de rouă, diagnosticarea prezenţei apei şi eliminarea acesteia.


ing.Virgil Aluchi pag. 32

3. CARACTERISTICI CONSTRUCTIVE, MATERIALE ŞI TEHNOLOGII DE FABRICAŢIE ALE CONDUCTELOR DIN POLIETILENĂ DE ÎNALTĂ

DENSITATE

3.1. Materiale plastice utilizate la fabricarea ţevilor pentru transportul şi distribuţia

fluidelor 3.1.1. Clasificarea materialelor plastice a) După origine:

- semi-sintetice; - sintetice.

b) După comportarea la încălzire: - termoplaste - termorigide.

c) După modul de formare: - polimeri de adiţie (completare) – se formează prin adiţii de molecule de

monomer de la unele la altele într-o succesiune rapidă printr-un mecanism înlăţuit, care se numeşte polimerizare de adiţie sau piliadiţie. Exemple: polietilena (PE), polipropilena (PP), polistirenul (PS) .

- polimeri de condensaţie – sunt formaţi prin reacţiile intermoleculare dintre moleculele monomerului bifuncţionale şi polifuncţionale care au grupurile funcţionale reactive.

d) După tipurile de unităţi de monomer: - Homopolimer – conţine lanţuri cu legaturi identice la fiecare unitate de

monomer. Polimerul are toate moleculele monomerice identice. -[A-A-A-A-A]- - Copolimer – conţine lanţuri cu două sau mai multe legături care implică, de

obicei, două sau mai multe tipuri de unităţi de monomer. -[A-B-A-B-A-B]- Clasificarea consacrată a polimerilor este: termoplaste, termoseturi (termorigide) şi

elastomeri. Termoplastele pot fi împărţite în două tipuri: cristaline şi amorfe.

POLIMERI ------------------------------------------------------------------------------------------------ / \ \ A. TERMOPLASTE B. TERMORIGIDE C. ELASTOMERI / \ / \ a) Cristaline b) Amorfe

A. Termoplastele Într-un polimer termoplast moleculele sunt ţinute împreună prin forţe intermoleculare

relativ slabe, astfel încât materialul se înmoaie când este expus la caldură, apoi revine la starea iniţială când este răcit. Polimerii termoplastici pot fi înmuiaţi repetat prin încălzire şi apoi



întăriţi prin răcire – proces similar cu topirea şi răcirea repetată a metalelor. Termoplastele sunt polimerii cu structura preponderent liniară şi mai puţin ramificată. Marea majoritate a termoplastelor sunt produse prin polimerizarea lanţului. Datorită

creşterii temperaturii, la nivel molecular, scad forţele secundare de legatură dintre macromolecule, astfel încât datorită unei solicitări exterioare este facilitată mişcarea relativă a lanţurilor adiacente.

Termoplastele au o largă sfera de aplicaţii deoarece pot fi turnate, deformate plastic şi returnate.

Exemple de termoplaste comerciale sunt: - polietilena (PE); - policlorura de vinil (PVC); - polipropilena (PP), - polistirenul (PS); - polimetacrilat de metil (PMMA).

B. Termorigidele (termoseturile) Termorigidele se solidifică sau se rigidizează ireversibil prin încălzire, adică devin moi în

timpul primei lor încălziri şi devin permanent rigide după răcire. Termorigidele nu mai pot fi reprelucrate prin încălzire. Termorigidele uzuale sunt

polimeri cu reţea structurală tridimensională în care există un grad ridicat de legături transversale între lanţurile polimerice. Legăturile transversale leagă lanţurile între ele pentru a putea rezista în cazul încălzirilor mari la mişcările de lanţ de tipul vibraţiilor şi rotaţiilor. Legăturile transversale sunt întinse cu 10-15% faţă de unităţile monomerice ale lanţului. Numai la încălziri excesive această structură dispare conducând la degradarea polimerului.

Termorigidele sunt mai dure, mai rezistente, mai fragile cu o mai bună stabilitate dimensională la temperaturi ridicate decât termoplastele.

Exemple de termorigide sunt: - cauciucuri vulcanizate; - polimeri epoxidici; - polimeri fenolici; - răşini poliesterice.

Fig. 3.1. Structura polimerilor termorigizi Fig. 3.2. Structura elastomerilor



C. Elastomerii

Elastomerii sunt polimerii sub formă de cauciucuri sau gume, care revin la dimensiunile iniţiale după orice tip de deformare. Ei au legături transversale dar acestea au o densitate redusă. Lanţurile polimerului au ceva libertate de mişcare, dar legăturile transversale împiedică mişcările dintre acestea. Pentru întindere, lanţurile polimerului nu trebuie să fie parte a unui solid de tipul sticlă sau cristal. Un elastomer are temperatura de tranziţie peste temperatura de vitrifiere şi un grad scăzut de cristalinitate.

3.1.2. Caracteristicile polimerilor

a) vâscoelasticitatea polimerilor – polimerii au un comportament vâscos deasupra temperaturii de vitrifiere (T v ) şi elastic sub această temperatură.

b) rigiditatea – este valoarea modulului de elasticitate (E) pentru o variaţie a lungimii (alungire) ΔL = 0,01⋅ L şi o viteză de alungire de 10% /min.

c) tenacitatea – dependenţa rezistenţei la şoc de densitate: - la viteze mici de solicitare rezistenţa la şoc este mare şi creşte cu creşterea densităţii; - la viteze mari de deformare (viteze normale pentru această încercare), rezistenţa la

şoc scade cu creşterea densităţii; d) relaxarea şi fluajul polimerilor – relaxarea este procesul mecanic prin care un

material solid plastic menţinut un timp oarecare sub o tensiune constantă se autodetensionează, respectiv mărimea tensiunii asociate scade cu timpul. Ea este însoţită adesea de fluaj, care reprezintă o deformaţie cu o anumită viteză sub tensiune constantă în timp foarte lung (10.000 sau 100.000 ore);

e) duritatea - rezistenţa la penetrare opusă de un corp solid unei acţiuni mecanice exterioare. Pentru a determina duritatea se folosesc încercările cu sarcină statică:

- cu măsurarea urmei produsă de un penetrator după îndepărtarea sarcinii: Vickers, Knoop, Rockwell, Barcol;

- cu măsurarea urmei produsă de un penetrator sub sarcină: bilă sub sarcină, IRHD - macro, IRHD - micro, Shore A, Shore D, Buchholz;

f ) gradul de polimerizare - descrie lungimea medie de creştere a unui lanţ. Masa moleculară a polimerului

Grad de polimerizare = ––––––––––––––––––––––––– (3.1) Masa moleculară a monomerului g) cristalinitatea – este influenţată de următorii factori:

- structura polimerului; - istoria termică a probei;

h) gradul de ramificare: - ramificaţiile scurte provoacă scăderea gradului de cristalinitate;

- ramificaţiile lungi afectează mai puţin proprietăţile în stare solidă. i) densitatea: PE LLD, d = 0,900 - 0,910 g/cm 3 ;

- PELD, d = 0,910 - 0,930 g/cm 3 ; - PEMD, d = 0,930 - 0,940 g/cm 3 ; - PEHD, d = 0.940 - 0.965 g/cm 3 .



j) vâscozitatea este definită prin relatiile: - pentru polimeri liniari:

η = K · M a (3.2) unde : η este vâscozitatea;

K - constantă; M - masa moleculară; a - difuzivitate termică.

- pentru polimeri reticulari: η = K · α 3 · M (3.3)

unde: η este vâscozitatea; K - constantă; α - coeficient de dilatare liniară.

k) distribuţia maselor moleculare – valorile rezistenţei la şoc, ale alungirii la rupere, şi ale rezistenţei la încovoiere, cresc cu cresterea convexitătii graficului distribuţiei maselor moleculare (fig.3.14.). În topitură la viteze mari de forfecare scade vâscozitatea, ceea ce îmbunătăţeşte condiţiile de prelucrare. Creşterea intervalului de variaţie a maselor moleculare determină înrăutăţirea unora dintre proprietăţi: scăderea durităţii, scăderea rezistenţei la rupere.

l) proprietăţi termice Pe diagrama deformare în funcţie de temperatură din fig.3.3. se disting stările şi temperaturile specifice polimerilor liniari amorfi, [112].

Fig. 3.3. Diagrama de stare termodinamică pentru un polimer liniar amorf,[112].

- temperatura de vitrifiere a fazei amorfe (Tv) – se obţine prin convecţie, (transferul de căldură caracteristic pentru fluide) ce are loc simultan cu deplasarea şi amestecarea fluidului la nivel macroscopic( curenţi verticali). Conductivitatea termică însoţeşte întotdeuna convecţia, aportul acesteia la căldura totală transferată depinde de condiţiile hidrodinamice. Convenţia forţată se desfăşoara în paralel cu convenţia liberă şi conductivitatea termică, influenţa acestora din urma, depinzând de regimul de curgere caracterizat prin criteriul Reynolds. S-a constatat experimental că în condiţiile curgerii turbulente intensitatea convecţiei este maximă, de aceia se recomandă ca vitezele fluidelor să fie astfel alese încât curgerea să fie turbulentă),

Stare sticloasă Stare înalt-elastică Stare vâscoelastică (vâscoplastică)

Def

orm

area

spe

cific

ă

Temperatură Tb Tv Tc Td



la intersecţia dreptelor AB (caracteristica fazei sticloase) şi CD (caracteristica fazei înalt – elastice), depinzând de viteza cu care variază temperatura.

Fig. 3.4. Variaţia volumului specific al unui polimer amorf cu temperatura, [112].

- temperatura de fragilizare (Tb) – reprezintă temperatura minimă până la care

materialul nu este casant. - temperatura de curgere (Tc) – marcheaza apariţia alături de deformaţia elastică

reversibilă a deformaţiei ireversibile provocată de curgerea vâscoasă. - temperatura de topire (Tt) – este caracteristica polimerilor cristalini şi marchează

trecerea de la starea solidă la starea lichidă;

a) b)

Fig. 3.5. Dependenţa de temperatură a volumului specific al unui polimer: a) – cristalin; b) – semicristalin, [112].

Volu

m s

peci

fic

Temperatură

A

B

Stare sticloasă

Lichid sau solid

Stare solidă (cristalină)

Tv

Tv Tt Tt

Stare lichidă (amorfă)

Vol

um s

peci

fic

V

olum

spe

cific

Temperatura Temperatura Tv

Stare solidă (cristalină)+ faza înalt- elastică

C

D

Lich

id s

au

solid

ela

stic

Sta

re s

olid

ă (c

rista

lină)

+ fa

za



- temperatura de degradare termică (Td) – este temperatura la care începe degradarea polimerului sub influenţa căldurii.

- stabilitatea termică - odată conducta instalată sub pământ, efectele sunt nesemnificative deoarece proprietăţile vâscoelastice ale materialului îl fac adaptabil la solicitarea impusă de solicitările termice datorate vremii şi temperaturii solului. În timpul fabricării şi îmbinării prin fuziune, materialul este supus la temperaturi de cel mult 200 0 C şi pentru siguranţa împotriva degradării la aceste temperaturi ridicate, se folosesc stabilizatori speciali de structură. Testele de laborator arată că materialul îşi păstrează elasticitatea până la temperaturi scăzute de circa -60 0 C.

- contracţia şi dilatarea – coeficientul de dilatare lineară este de circa 1,5·10 4− / 0 C. m) proprietăţi electrice – din cauza rezistivităţii sale electrice ridicate se impune

atenţie în exploatare acolo unde nivelurile de electricitate statică pot fi ridicate; n) proprietăţi optice – reflexia, refracţia, reflexia totală internă, transferul luminii,

transparenţa şi claritatea; o) rezistenţa chimică – pentru a permite o corectă folosire a PEHD la transportul de

lichide industriale a fost elaborată norma ISO TR 7474,[104], indicând comportamentul tubulaturilor de PEHD;

p) rezistenţa la abraziune - rezistenţa la ciupituri, zgâriere, lovituri ale particulelor duse de fluxul de gaze naturale;

q) rezistenţa la intemperii şi modificări de temperatură – permeabilitatea (apa, acizi, baze), comprimări (%), comportament ductil-fragil;

r) degradarea la radiaţii ultraviolete (UV)., Pentru a contracara acest efect, se folosesc stabilizatori UV în fabricare;

s) proprietăţi hidraulice - interiorul neted al conductelor de PEHD conduce la reducerea pierderilor de presiune, (datorită coeficientului de frecare mic) .

• Comportarea la foc Polietilena este un produs combustibil care, în contact cu flacăra, arde lent, cu flacăra puţin luminoasă de culoare gălbuie. După normativele DIN EN 60707 VDE 0304-3:1999-12, [49], şi UL 94 V-0,V-1,V-2 ,[201], comportamentul la foc este clasificat astfel:

- temperatura de autoaprindere după ASTM este de 350 0 C; - indicele limită de oxigen este de 17%; - căldura de ardere are valoarea de 46500 kJ/kg; - opacitatea fumului este scăzută, de 15 (ASTM D2843), [9] ; - toxicitatea fumului este redusă.

• Uzarea materialelor plastice – se deosebesc următoarele mecanisme de

degradare în exploatare a maselor plastice prezentate în tab. 3.1. :



Tabelul 3.1. Mecanisme de degradare

Tipul Structura sistemului Mecanisme de uzare posibile

Adezivă Abrazivă Oboseală Reacţii tribochimice

Uzare de alunecare Corp solid/corp solid cu sau fără ungere • • • • Uzare de rostogolire Corp solid/corp solid cu sau fără ungere • • • • Uzare prin şoc Corp solid/corp solid cu sau fără ungere • • • • Uzare de oscilatie Corp solid/corp solid cu sau fără ungere • • • • Uzare abrazivă de alunecare

Corp solid/corp solid cu mediu granular intermediar •

Uzare abrazivă de rostogolire

Corp solid/corp solid cu mediu granular intermediar •

Uzare erozivă în mediu gazos Corp solid/gaz cu particule abrazive • • •

Uzare erozivă in mediu lichid Corp solid/lichid cu particule abrazive • • •

Uzare de cavitaţie Corp solid/lichid • • Uzare cu picături Corp solid/lichid • •

3.1.3. Caracterizarea polietilenei Polietilenele sunt formate din lanţuri macromoleculare care pot fi considerate legături liniare din unităţi structurale identice, care corespund moleculei de monomer, utilizată pentru obţinerea polimerului. Daca A reprezintă molecula de monomer, macromolecula corespondentă va fi reprezentată -A-A-A-A- şi notată (A)n (fig. 3.6).

Fig. 3.6. Model al lanţului de PE , [224].

Polietilena are formula moleculară [-CH2- CH2-]n. Combinarea numeroaselor molecule de monomeri dau un polimer de masă moleculară foarte ridicată, numit homopolimer atunci când moleculele sunt identice, şi copolimer, atunci când sunt utilizate pentru sinteză două molecule diferite A şi B. Trecerea monomerului în polimer se efectuează prin două procedee:

1. Polimerizarea în lanţ, care este o reacţie între molecule identice pentru a forma macromolecule fără eliminarea altor compuşi;

2. Policondensarea, care este o reacţie lentă în care moleculele se asamblează, eliminând molecule mici ( apa, CO2 ). Criteriile care caracterizează structura macromoleculelor de polietilenă şi care determină proprietăţile materialului sunt densitatea şi fluiditatea care variază în funcţie de cristalinitate şi de masa moleculară. Polietilena este o substanţă macromoleculară parţial cristalină.



Se pot distinge două tipuri de configuraţie moleculară: • Catene liniare - care se aranjează paralel unele în raport cu altele, aproape rectilinii. Legăturile dintre catene sunt slabe, ceea ce se traduce printr-o mare capacitate de

deformare atunci când sunt supuse unor tensiuni mecanice sau termice (fig. 3.8.).

Fig. 3.8. Structura catenei liniare, [224]

• Catene ramificate – care se formează în anumite cazuri, când metodele de sinteză nu conduc la macromolecule liniare în mod riguros. Catenele moleculare ramificate sunt sinuoase şi au numeroase ramificaţii care pot fi atât de lungi precum catenele principale.

Aceste ramificaţii, repartizate în mod neregulat, dau reţelei moleculare un aspect mai puţin ordonat decât cel al catenelor liniare. Totuşi, forţele de coeziune intermoleculară sunt slabe şi aceste catene favorizează deformarea plastică (fig. 3.9.).

Fig. 3.9. Structura catenei ramificate a polietilenei, [224].

Polietilenele de “densitate joasă” (PELD) se obţin printr-un procedeu de ”înaltă presiune” care necesită comprimarea etilenei gazoase la mai mult de 1000 bar şi la o temperatură de 200°C.

Fig. 3.7. Structura catenei liniare, [224].



Polietilena de ”presiune joasă” de obţine la 50 bar şi are la bază utilizarea catalizatorilor, la o temperatură de aproximativ 150°C. Catenele moleculare sunt liniare şi puţin ramificate cu cristalinitate şi densitate mai ridicate decât la polietilenele de densitate joasă. Polietilena obţinută prin acest procedeu este denumită polietilena de ”înaltă densitate” (PEHD). Polietilena de înaltă densitate poate fi caracterizată de următoarele trei proprietăţi importante : - greutatea moleculară; - distribuţia masei moleculare; - gradul de ramificaţie. Media masei moleculare este estimată prin măsurarea indicelui de fluiditate (MI) sau a indicelui de curgere la topire conform standardelor ASTM D 1238, ISO 1113 şi DIN 53735.

Măsurarea indicelui de fluiditate se efectuează la 190°C şi presupune extrudarea polimerului sub presiune constantă, printr-un orificiu cu formă şi dimensiune standardizată. Polietilena cu masa moleculară joasă şi medie asigură o procesare uşoară, în timp ce polietilena cu masă moleculară ridicată are caracteristici mecanice mai ridicate (rezistenţă la şoc, rezistenţă la uzare abrazivă, rezistenţă la tracţiune). Densitaţile corespunzătoare diferitelor calităţi de polietilenă au fost prezentate şi în cap.3.1.2. - PEHD 940 – 965 kg/m3

- PEMD 930 – 940 kg/m3 - PELLD 900 – 910 kg/m3 - PELD 910 – 930 kg/m3

• Polietilena de înaltă densitate,cu caracteristici mecanice ridicate Proprietăţile, caracteristicile şi comportamentul în exploatare a polietilenei PEHD, o

recomandă în producţia de ţevi folosite la transportul şi distribuţia gazelor naturale. Parametrii de proces (presiune, temperatură) influenţează structura polietilenei, [18].

a) Structura chimică PEHD se obţine prin polimerizarea etilenei în prezenţa unui catalizator, la temperaturi

joase (80-1000C) şi presiuni joase (40 -100 bar), conform reacţiilor din fig. 3.10. şi fig. 3.11. Polietilena obţinută în astfel de condiţii are proprietăţi fizico – mecanice îmbunătăţite.

Încorporarea de α-olefine (1-butenă, 1-hexenă, 1-octenă) in lanţul polietilenei conduce la obţinerea de ramificaţii scurte de lanţ care produc discontinuităţi ale cristalinităţii având drept rezultat scăderea densităţii.

Fig. 3.10. Polimerizarea, [18].



Fig. 3.11. Copolimerizarea, [18].

b) Procesele de producţie

PEHD cu MRS 8 (PE 80) se obţine folosind unul din procedeele de polimerizare la presiune joasă în timp ce PEHD cu MRS 10 (PE100) se produce printr-un proces numit bimodal. Procesul bimodal constă dintr-o polimerizare în două reactoare în serie, având drept rezultat obţinerea de polietilene cu duritate, tenacitate, procesabilitate şi performanţe ridicate pe termen lung.

c) Proprietăţi de bază

Relaţia între structura moleculară şi proprietăţile polimerului sau ţevii este prezentate în tab. 3.2. .

Tabelul 3.2. Relaţia între structura moleculară şi proprietăţile polimerului sau ale ţevii

• Cristalinitatea Structura polietilenei este semicristalină; volumele cu structură cristalină sunt

reprezentate sub formă lamelară cu un grad ridicat de ordine şi coexistă cu volumele cu structura amorfă neordonată (fig. 3.12,). Un grad ridicat de cristalinitate conferă polietilenei o densitate mai mare şi o rezistenţa chimică mai ridicată.

Structura Proprietăţi Exemple Lungimea lantului

Distribuţia lungimii lanţului

Vascozitatea la topire MFI Proprietăţile mecanice Rezistenţa la alungire, alungirea, rezistenţa chimică

Reologia Procesabilitate (extruziunea, turnarea prin injectie) şi sudarea

Ramificaţii Densitatea Duritatea, propagarea rapidă a fisurii, creşterea lentă a fisurii Formula Stabilitatea Stabilitatea termică, stabilitatea la UV



Fig. 3.12. Structura cristalină a PEHD, [18].

• Masa moleculară şi reologia Mărimea macromoleculelor şi greutatea moleculară determină vâscozitatea (rezistenţa

la curgere) a PE masurată prin MFR al materialului. Comportamentul reologic depinde de distribuţia maselor moleculare ale

macromoleculelor cu lungimi de lanţ diferite, de relaţia dintre vâscozitatea polimerului topit şi viteza de alunecare (forfecare). Macromoleculele de dimensiuni mari determină o vâscozitate ridicată şi o viteză de curgere scazută în timp ce macromoleculele polimerice de dimensiuni mai mici determină o vâscozitate scazută şi o viteză de curgere ridicată.

a) b)

Fig. 3.13. a) Graficul distribuţiei valorilor masei moleculare,procentuală,cu convexitatemare(-----),şi cu convexitate

cu convexitatemare(-----),şi cu convexitate mică(–––) b) Graficul distribuţiei vâscozităţii funcţie de masa moleculară cu concavitate mare (-----), şi cu

concavitate redusă (–––) ,[18].

Diferenţele dintre împraştierile celor trei mase moleculare (mică, mare şi bimodală) sunt prezentate în fig. 3.14. .

Fig. 3.14 Graficele distribuţiilor valorilor maselor moleculare (convexitate îngustă, largă şi dublă), în

Joasă Înaltă

Vas

cozi

tate

a

Masa moleculară Viteza de forfecare

……. Îngustă (mică) ------- Largă ( mare ) –––– Bimodală

Frac

ţia p

roce

ntua

lă d

e cr

eşte

re a

m

asei

mol

ecul

are

%

Masa moleculară



funcţie de frecvenţa apariţiei fracţiei procentuale a masei moleculare, [70,224].

• Dependenţa proprietăţilor de temperatură Comportamentul ţevilor din polietilenă la încercarea la presiune hidrostatică interioară

este influenţată de temperatură. Rezistenţa la tracţiune şi modulul de elasticitate, depind de asemenea, de temperatură.

Fig. 3.15. Influenţa temperaturii asupra rezistenţei la presiunea hidrostatică de încercare, tradusă în durată până la cedare. Probele s-au facut pe ţevi de PE100,SDR11,

la presiunile hidrostatice interioare de 12,4 bar si11,5 bar, [18].

• Avantajele polietilenei bimodale PEHD bimodală conferă ţevilor o duritate ridicată, un comportament favorabil la

presiunea interioară, reducând tendinţa de fisurare şi conducând la o rezistenţă ridicată la propagarea rapidă a fisurii RCP (rapid crack propagation).

A treia generaţie de PE 100 după o tehnologie bimodală optimizează încorporarea altor monomeri în lanţul polimeric comparativ cu cele unimodale. Acesta conduce la o creştere a rezistenţei la presiunea hidrostatică, combinată cu proprietăţi excelente pe termen lung, de exemplu îmbunatăţirea rezistenţei la creşterea lentă a fisurii. Polietilena bimodală are un comportament mai bun faţă de polietilena unimodală fig. 3.16., având un conţinut de comonomer mai mare, aşa cum se prezintă în fig. 3.17.

Fig. 3.16. a) Polietilena unimodală; b) Polietilena bimodală, [18].

Te

mpe

ratu

ra ( 0

C)

Durata până la cedare, ( h )



Fig. 3.17. Influenţa conţinutului de comonomer asupra valorii densităţii polietilenei,[18].

3.1.4. Tipuri de polietilenă

Polietilena se clasifică în categorii bazate în general pe valoarea densităţii şi felului ramificaţiilor. Proprietăţile mecanice ale polietilenei depind semnificativ de gradul şi tipul ramificaţiei, de structura cristalină şi de greutatea moleculară.

- UHMWPE (Ultra high molecular weight polyethylene) – polietilenă cu masă moleculară extrem de mare ;

- ULMWPE (PE-WAX), (Ultra low molecular weight polyethylene) – polietilenă cu masă moleculară extrem de mică ;

- HMWPE (High molecular weight polyethylene) – polietilenă cu masa moleculară mare ;

- HDPE (High density polyethylene) – polietilenă de înaltă densitate ; - HDXLPE (High density cross-linked polyethylene) – polietilenă reticulară de înaltă

densitate ; - XLPE (Cross-linked polyethylene) – polietilenă reticulată; - MDPE (Medium density polyethylene)– polietilenă de densitate medie; - LDPE (Low density polyethylene)– polietilenă de densitate joasă ; - LLDPE (Linear low density polyethylene) – polietilenă liniară de joasă densitate - VLDPE(Very low density polyethylene) – polietilenă de densitate foarte joasă .

Densitate , (kg/m3 )

Con

tinut

ul d

e co

mon

omer

, (g/

kg)



3.1.5. Justificarea tehnico-economică a utilizării polietilenei Polietilena prezintă multiple caracteristici care au determinat-o sa fie o alternativă de utilizare în dauna materialelor tradiţionale (fontă, oţel, etc.) în numeroase domenii cum sunt: transportul gazelor şi a apei, a fluidelor industriale, irigaţii, canalizări,s.a. Din punct de vedere tehnic, putem menţiona câteva proprietăţi:

- densitate scăzută (de circa 8 ori mai mică decât a oţelului), permiţând realizarea unor produse mai uşoare şi, deci, uşurinţă în transport şi punere în operă;

- flexibilitate mărită care permite, spre exemplu, realizarea curbelor cu rază mare (minim 20 de diametre), nemaifiind necesară utilizarea pieselor de îmbinare şi garantând o rezistenţă ridicată la fenomene seismice;

- rezistenţă ridicată la şoc, chiar la temperaturi scăzute, graţie tenacităţii ridicate a polietilenei;

- gamă largă de temperaturi (-40°C….+60°C) în care polietilena îşi păstrează caracteristicile, garantând o utilizare sigură în timp îndelungat;

- pierderi energetice reduse, datorită unei suprafeţe interioare netede, care limitează, pe lângă altele, influenţa negativă a rugozitatii;

- rezistenţa mare la degradare, chiar în terenuri agresive şi în prezenţa curenţilor vagabonzi;

- rezistenţa bună la acţiunea unei largi game de substanţe chimice, permiţând utilizarea polietilenei în numeroase sectoare de activitate industriale;

- rezistenţă mare la uzura prin abraziune, ceea ce permite transportul hidraulic, chiar şi a produselor solide;

- rezistenţă la agenţi atmosferici (dar cu limitarea expunerii la radiaţii ultraviolete); siguranţa totală şi într-o plajă largă privind respectarea normelor naţionale şi

internaţionale de toxicitate; - siguranţa şi simplitatea sistemelor de îmbinare; - înalta productivitate la montare.

Conductele de polietilenă au două importante proprietăţi : permeabilitatea la gaz, practic neglijabilă şi rezistenţă chimică ridicată la constituenţii gazelor vehiculate şi la substanţele de odorizare, ca şi la produsele de condensaţie în stare lichidă.

Din punct de vedere economic, motivele care justifica utilizarea conductelor din polietilenă sunt, în principal, legate de:

- masa redusă şi flexibilitate ridicată, cu consecinţe economice ce rezidă în costurile mici de transport, manipulare şi pozare;

- posibilitatea de a înfăşura ţeava pe tamburi, pentru diametre de până la 110 mm, având drept consecinţă, reducerea semnificativă a numărului de suduri la realizarea conductelor;

- posibilitatea de a realiza recondiţionarea conductelor vechi utilizând tehnica numită „RELINING”; aceasta înseamnă, de fapt, introducerea ţevii din polietilenă prin conducta veche (din oţel), economisind astfel costurile reprezentând săpătura şi refacerea pavajelor distruse în urma săpării şanţului, utilizarea subtraversarilor existente, etc.

Cele mai importante caracteristici ale polietilenei de înalta densitate sunt prezentate în tab.3.3.a)



Tab. 3.3. a) Caracteristiile polietilenei de înaltă densitate

U.M. Metoda HDPE I. FIZICO-MECANICE Indice de curgere(normal) - - 0,2-15 Densitate G/cm2 D 792 0,94-0,96 Volumul specific cm3/g D 792 1,05-1,07 Indicele de refracţie - D 542 1,54 Claritatea % - Translucid la opac Absorţia de apa, 24h, 4mm gros MPa D 570 <0,01 Rezistenţa la tracţiune % D 638 20-30 Alungirea la rupere MPa D 638 50-1000 Modulul de elasticitate la tracţiune MPa D 638 400-1000 Rezistenţa la compresie MPa D 695 22 Rezistenţa la încovoiere MPa D 790 7 Modulul la încovoiere MPa D 790 620-1000 Rezistenţa la şoc Izod, epruvete crestate KJ/m2 D 256 2-75 Duritate Shore °Sh D D 785 68-70 Duritate Rockwell - - 30 Absorbţia de apa % D 792 0 II. TERMICE Conductivitatea termică 10-4cal g °C C 177 11-12,4 Căldura specifică Cal g °C - 0,46-0,55 Coeficientul de dilatare termică lineară 10-5 /°C D 696 11-13 Temperatura de rezistenţă la căldura °C - 120 Temperatura minimă de lucru °C - -70 Temperatura de încovoiere sub sarcină, 1,8MPa °C D 696 42-50 Inflamabilitatea ( proprietatea flăcării ) Cm/s - Arde încet III. ELECTRICE Rezistivitatea electrică de volum 23°C, 50% UR Ω cm D 257 1015 Rigiditatea dielectrică KV/mm D 149 10-24 Constanta dielectrică 60Hz 103 Hz 106 Hz

-

D 150

2,3-2,35 2,3-2,35 2,3-2,35

Factorul de pierderi 60Hz 103 Hz 106 Hz

-

D 150

2,3-2,35 2,3-2,35 2,3-2,35

Rezistenţa la arc electric s D 495 -



Cele mai importante caracteristici ale polietilenei de joasă densitate sunt prezentate în tab.3.3.b)

Tab. 3.3. b) Caracteristiile polietilenei de joasă densitate U.M. Metoda HDPE I. FIZICO-MECANICE Indice de curgere(normal) - - 0,3-200 Densitate G/cm2 D 792 0,910-0,925 Volumul specific cm3/g D 792 1,09-1,11 Indicele de refracţie - D 542 1,51 Claritatea % - Translucid la opac Absorţia de apa, 24h, 4mm gros MPa D 570 0,015 Rezistenţa la tracţiune % D 638 9,5-17 Alungirea la rupere MPa D 638 80-725 Modulul de elasticitate la tracţiune MPa D 638 140-160 Rezistenţa la compresie MPa D 695 - Rezistenţa la încovoiere MPa D 790 - Modulul la încovoiere MPa D 790 70-120 Rezistenţa la şoc Izod, epruvete crestate KJ/m2 D 256 - Duritate Shore °Sh D D 785 45-53 Duritate Rockwell - - 1 Absorbţia de apa % D 792 0,005-0,015 II. TERMICE Conductivitatea termică 10-4cal g °C C 177 8 Căldura specifică Cal g °C - 0,53-0,55 Coeficientul de dilatare termică lineară 10-5 /°C D 696 10-20 Temperatura de rezistenţă la căldura °C - 80-100 Temperatura minimă de lucru °C - -70 Temperatura de încovoiere sub sarcină, 1,8MPa °C D 696 30-40 Inflamabilitatea ( proprietatea flăcării ) Cm/s - Arde încet III. ELECTRICE Rezistivitatea electrică de volum 23°C, 50% UR Ω cm D 257 1017-1018 Rigiditatea dielectrică KV/mm D 149 16-28 Constanta dielectrică 60Hz 103 Hz 106 Hz

-

D 150

2,25-2,35 2,25-2,35 2,25-2,35

Factorul de pierderi 60Hz 103 Hz 106 Hz

-

D 150

0,0005 0,0005 0,0005

Rezistenţa la arc electric s D 495 135-160



Tab. 3.4.a) Metodologiile de încercare a epruvetelor pentru determinarea proprietătilor mecanice şi reologice ale polietilenei

Proprietate Unitate Standard Tip de epruvetă ( dimensiuni în

mm)

Realizarea epruvetei(1)

Conditiile de încercere şi informaţii

suplimentare I. PROPRIETĂŢI REOLOGICE Indice de fluiditate la cald în masă

g/10min

ISO 1133,[85]

Material de formare

-

A se vedea condi’iile din ISO1872-1,[110]

Indice de fluiditate la cald în volum

cm3/10min

II. PROPRIETĂŢI MECANICE Modulul de elasticitate

MPa SR EN ISO

527-1,2 [181]

ISO 3167 [106]

Formare prin injectie

Formare prin comprimare

Viteză 1 mm/min.

Tensiune la limita de curgere

MPa Viteză 50 mm/min.

Deformare la limita de curgere

%

Viteză 50 mm/min.

Deformare nominală la rupere

%

Viteză 50 mm/min.

Tensiune la deformarea de 50%

MPa Formare prin

injectie Formare prin comprimare

Viteză 50 mm/min. Viteză 5 mm/min.

Se indică numai dacă deformarea la rupere

este < 10%

Tensiune la rupere

MPa

Deformare la rupere

%

Modul de fluaj la tractiune

MPa ISO 899-1 [103]


Formare prin comprimare

La 1 h şi la 1000h deformare ≤ 5%

Modulul de încovoiere

MPa

ISO 178 [94]

80 x10 x 4

Viteză 2 mm/min.

Încercare la şoc Charpy pe epruvetă crestată

kJ/m2

ISO 179 [95]

80 x10 x 4 Crestătură în V

r=0,25

Metoda 1e (şoc pe

cant) Rezistenţă la şoc – tracţiune pe epruvetă crestată

kJ/m2

SR EN ISO 8256 [189]

80 x10 x 4 Crestătură dublă în

V r=1

Se indică numai dacă ruperea nu a fost

obţinută la incercarea la şoc Charpy pe epruvetă crestată



Tab. 3.4.b) Metodologiile de încercare a epruvetelor pentru determinarea proprietătilor termice şi electrice ale polietilenei I. PROPRIETĂŢI TERMICE Temperatura de topire

°C ISO 3146 [96]

Material de formare


Formare prin

comprimare

Metoda C( DSC sau DTA). Se utilizează

10°C/min Temperatura de incovoiere sub sarcină

°C

ISO 75-1,2 [100]

110 x 10x 4 pe cant sau

80 x 10x 4 pe lat

0,45MPa şi 1,8 MPa

Coeficient de dilatare termică liniară

°C

TMA ( a se vedea ISO 10350 )

[84]

Preparată de bază ISO 3167

Paralel şi perpendicular.

Se indică valoarea secanta în gama de

temp. 23°C-55°C Imflabilitate m/min ISO 1210

[87] 125 x 13 x 3

Aptitudine de aprindere

%

ISO 4589-2 [98]

80 x 10x 4

II. ALTE PROPRIETĂŢI

Absobtie

%

ISO 62 [99]

50 x 50x 3

sau disc ∅ 50 x 3


Formare prin

comprimare

Imersie în apă la 23°C timp de 24h

Densitate

Kg/m3

ISO 1183

[86]

Epruveta se prelevează din centru, în cazul

injecţiei sau din placaformată prin

compresiune III. PROPRIETĂŢI ELECTRICE Permitivitate relativă

-

CEI IEC 60250 [26]

≥80 x ≥80 x 1

Formare prin

comprimare

Frecvenţă 100Hz şi 1 MHz (pentru a

compensa efectul de capăt al electrodului)

Factor de disipare electrică

-

Rezistivitate de volum

Ω cm CEI IEC 60093 [27]

≥80 x ≥80 x 1

Tensiune 100V

Rezistivitate de suprafaţă

Ω

Se utilizează configuraţia de

electrozi dată de cilindri coaxiali de

25mm/75mm. Imersie în ulei de transformator

conform CEI 296 . Încercarea de scurtă

durată (creştere rapidă)

Rigiditate dielectrică

kV/mm

CEI 60243-1

[25]

≥80 x ≥80 x 1 Formare prin injectie ≥80 x ≥80 x 3

Indicele de rezistenţă la curenţi de scurgere

- CEI IEC 60250 [26]

≥15 x ≥15 x 4 Se utilizează soluţia A



Se prezintă câteva tipuri de polietilene cu o largă utilizare la fabricarea conductelor. a) Polietilena denumită Marlex H516 care este caracterizată de următoarele proprietăţi conform tab. 3.5. Tab. 3.5. Proprietăţile Marlex H516, [219] Proprietatile nominale ale materialului(1),(2) SI Metoda Densitatea 0,961g/cm3 ASTM D1505 Vâscozitatea (HLMI 190/21,6) 8,0g/10min ASTM D1238 Rezistentala deformarea plastica 25,5N/m2 ASTM D638 Alungirea la rupere,2in/min,epr.tip IV >700% ASTM D638 Modulul deflexibilitate secanta 2%-16:1 span:adancime 0,5in/min. 965N/m2 ASTM D790 Cresterea lenta a fisurii PENT >5,000h ASTM D1473 Proprietatile nominale ale ţevii(3) SI Metoda Solicitare hidrostatică de proiectare, 23°C 11N/m2 ASTM D2837 Solicitare hidrostatică de proiectare, 60°C 6,9N/m2 ASTM D2837 Rezistenţa la solicitare hidrostatică, 12,4N/m2, 23°C >400h ISO 1167 Rezistenţa la solicitare hidrostatică, 5,5N/m2, 80°C >8,000h ISO 1167 Rezistenţa hidrostatică, 5,0N/m2, 80°C >10,000h ISO 1167 Rezistenţa minimă la întindere impusă 10N/m2 ISO 1167 Propagarea rapidă a fisurii, 0°C >30Bbar ISO 13478 Propagarea rapidă a fisurii, presiune critică S4, -15°C >10Bbar ISO 13478 Încercarea ţevii crestate, 9,2, 80 °C >500h ISO 13478

b) Polietilena de PEHD–SAPPMA se remarca prin proprietăţile care sunt prezentate în tab. 3.6. Tab. 3.6. Proprietăţile PEHD–SAPPMA, [220] Proprietatile fizice Metoda de

încercare Valori Unităţi de

măsură Densitatea ISO 1183 0,958 g/cm3 Vâscozitatea (190°C /21,6kg) ISO 1133 6,6 g/10min Vâscozitatea (190°C /5kg) ISO 1133 0,23 g/10min Duritatea – VSP (5kg) ISO 306 67 °C Domeniul de topire ISO 3146-85 130-133 °C Indicele de vâscizitate ISO 1628-3 390 cm3/g Duritatea – Shorre D ISO 868 61 - Solicitare şi deformare plastică ISO 527 26 N/m2 Ultima solicitare ISO 527 35 N/m2 Ultima alungire ISO 527 >600 % Modulul de elasticitate ISO 527 900 N/m2 Solicitarea la întindere (3,5% relaxare ) ISO 178 19 N/m2 Încercarea la şoc (Charpy) 23°C ISO 179 20 KJ/m2 Încercarea la şoc (Charpy) 30°C ISO 179 6 KJ/m2 Stabilitatea termică 210°C ISO 10737 >60 min. Conţinutul de carbon ASTM D 1603 ≥2 %

(1) Proprietăţile prezentate sunt tipice pentru producător. Epruvetele folosite au fost turnate şi prelevate în concordanţă cu Procedura C a ASTM D 4703 şi ASTM F 1473. (2) Valoarea PENT afost determinată pe răşină naturală cu densitatea de 0,948g/cm3

(3) Proprietăţile PRF au fost determinate pe ţeava SDR 11 de ∅12″, pentru scara largă şi pe ţeava SDR 11 de ∅8″ pentru S4.



c) În tab. 3.7. sunt redate proprietăţile mai importante ale polietilenei PEHD Driscopipe 8100 produsă de Chevron Philips Chemical Company LP, PE4710 PE100( PE 3408 ); Tab. 3.7. Proprietăţile ale ţevii şi ale materialului PE 4710, [219] Proprietatea Unităţi Procedura de

încercare Valoare tipică

Denumirea materialului - PPI TR-4 PE4710(1)

Clasificarea - ASTM D3350 445574C 445576C

Proprietatile ţevii Densitatea g/cm3 ASTM D1505 0,961 Coeficientul de vâscozitate g/10min ASTM D1238 8,0 Solicitare hidrostatică de proiectare, 23°C N/m2 ASTM D2837 10,95 Solicitare hidrostatică de proiectare, 60°C N/m2 ASTM D2837 6,85 Rezistenţa minimă la întindere solicitată (MRS) „ 20°C N/m2 ISO 9080 >10 Propagarea rapidă a fisurii Presiunea critică (Pc), 0°C(2)

Temperatura critică (Tc), 5 bar(3)

bar 0°C

ISO 13478 ISO13477

>30 >24°C

Categoria ţevii de încercare - ASTM D2513 CEE Proprietatile materialului Modul de flexibilitate N/m2 ASTM D790 >965 Rezistenţa la deformare plastică N/m2 ASTM D638 >24,13 Alungirea la rupere, epruveta de tip IV % ASTM D638 >800 Modulul de elasticitate N/m2 ASTM D638 >1378,94 Duritatea Shore D ASTM D2240 65

PENT ore ASTM F1473 >1000

Proprietatile termice Temperatura Vicat °C ASTM D1525 122,65 Temperatura de fragilitate °C ASTM D746 -116,5 Dilatarea termică cm/cm/°C ASTM D696 2,0 x 10-4 (1) Noi cerinţe indicate pentru materialele PE4710 şi folosirea de factori de proiectare măriţi. (2) Determinarea s-a facut pe ţevi cu ∅12″, SDR 11.

(3) Determinarea s-a facut pe ţevi cu ∅8″, SDR 11. Nu au apărut cedări.



d) Polietilena de medie densitate (PEMD) galbenă, UAC 2000 PE, produsă de JM Eagle Company are principalele proprietăţi conform tab. 3.8; Tab. 3.8. Proprietăţile materialului UAC 2000 PE, [221] Proprietatea Unităţi Procedura de

încercare Valoare tipică

Proprietatile ţevii Densitatea g/cm3 ASTM D1505 0,943 Coeficientul de vâscozitate (190°C /21,6kg) g/10min ASTM D1238 0,2 Rezistenţa la solicitarea fisurii de mediu Conditia C – epruveta turnată

ore ASTM D1693 >5000

PENT ore ASTM F1473 >1000

Rezistenţa la deformarea plastică, epruveta de tip IV N/m2 ASTM D638 >30,81 Rezistenţa la deformarea plastică, epruveta de tip IV N/m2 ASTM D638 1,92 Alungirea la rupere, 2in/min, epruveta de tip IV % ASTM D638 >500 Temperatura Vicat °C ASTM D1525 118,8 Temperatura de fragilitate °C ASTM D746 <-81,4 Modulul de flexibilitate N/m2 ASTM D790 684,70 Duritatea Shore D ASTM D2240 63

Coeficientul de dilatare termică liniară in/in/°F ASTM F696 18 x 10-5

Solicitarea hidrostatică de proiectareHDB, 73°F ( 23°C) N/m2 ASTM D2837 8,55 Solicitarea hidrostatică de proiectare hdb, 140°F ( 60°C) N/m2 ASTM D2837 8,55 Clasificare - ASTM D3350 234373E Denumirea materialului - PPI TR-4 PE2406/2708

e) Polietilena de înaltă densitate (PEHD), PolyPipe GDB50 PE 4710 destinată distribuţiei gazului natural, produsă de PolyPipe Inc. este caracterizată în tab. 3.9.; Tab. 3.9. Proprietăţile fizice ale GDB50PE4710, [222] Proprietatea Procedura de încercare

ASTM Valoari

SI Densitate, natural D1505 0,949 g/cm3 Densitate, negru D1505 0,960 g/cm3 Coeficientul de vâscozitate (190°C /21,6kg) D1238 0,08 g/10min Viteza ca curgere (190°C /21,6kg ) D1238 7,5 g/10min Rezistenţa la ultima deformare D638 35,1 N/m2 Rezistenţa la deformare la curgere F638 24,8 N/m2

Alungirea la rupere D638 >800% Modulul de flexibilitate 2% secanta D790 1,034 N/m2 Rezistenţa solicitării la mediu al fisuri - Condiţia C, Fo - PENT

D1693 F1473

-

>500ore Temperatura de fragilitate D746 <-117°C Duritatea, D Shore D2240 64 Rezistenţa la şoc Izod ( crestat ) D256 0,42KJ/m Temperatura Vicat D1525 124°C Rezistivitatea volumică D991 >1015ohm-cm Coeficientul de dilatare termică D696 2x10-4cm/cm/°C Clasificare D3350 445574c Clasificare materialului D1248 Tipul III

Categoria 5

Solicitarea hidrostatică de proiectare D2837 11,0N/m2@23°C

6,9 N/m2@60°C



f) Polietilena bimodală CONTINUUMTM DGDC+2480NT, produsă de Dow Chemical Company, are caracteristicile fizico-mecanice prezentate în tab. 3.10.; Tab. 3.10. Proprietăţile fizice ale GDB50PE4710, [222] Proprietati Valori

nominală Metoda de încercare

Proprietati fizice Densitatea 0,949 g/cm3

0,949 g/cm3 ASTM D792(1)

ASTM D792(2)

Vâscozitatea (190°C /21,6kg) (190°C /21,6kg) (190°C /21,6kg)

0,080 g/10min 8,5 g/10min

ASTM D1238

Proprietati mecanice Rezistenţa la deformarea plastică 24,8N/m2 ASTM D638(3)

Alungirea la rupere >740% ASTM D638(3) Modulul de flexibilitate 1030N/m2 ASTM D790B(3); (4) Rezistenţa la propagarea rapidă a fisurii, scară largă 0°C >4,59N/m2 ISO 13478(5) Rezistenţa la propagarea rapidă a fisurii, S4 Pc, 0°C >1,20N/m2 ISO 13478(6) Rezistenţa la propagarea rapidă a fisurii, S4 Tc, <-17°C ISO 13478(7) Creşterea lentă a fisurii PENT >4000h ASTM F1473(3) Rezistenţa la şoc Rezistenţa la şoc Izod cu epruvete crestate 23°C ( 73°C) 486J/m ASTM D256A (3) Proprietati termice Temperatura de fragilitate <-23.65°C ASTM D746A (3) Stabilitate termică >220°C ASTM D3350 Extruziune Temperatura de curgere 193 la 227°C - În România există producători de ţevi din polietilenă, PE100SDR11, printe care putem aminti: Valrom Bucureşti, Petrotul Bistriţa, Samiplastic Suceava, Palplast Sibiu ale căror certificate de calitate ne oferă detalii tehnice privind caracteristici mecanice ale ţevilor. Acestea se obţin doar la cerere în calitate de client. Un astfel de exemplu este prezentat în tab. 3.11: cerfificat de calitate pentru materia primă şi pentru ţeava din polietilenă de înaltă densitate PE 100SDR11, cu Dn 355mm, produsă de S.C. Samiplastic S.A. Tab. 3.11. a) Caracteristici [225]

Produs Ţeava PE 100 Materia primă. Caracteristici Normă de referinţă

SR ISO 4437, ISO 11420, SR ISO 1133, SR ISO 1183, SR ISO 6964, ISO 2505-1, ISO 2505-2, ISO 1167,

ISO 9001

Culoare : neagră

Linia 3 Calitatea: conform certificat Marcaj S.C. Samiplastic S.A. Producător/Cod: BOREALIS HE3490

Caracteristici

Destinaţie PN (bar)

∅ (mm)

SDR Dispersia NF(notă)

ISO11420

Indice de fluiditate(g/10min)

SR ISO 1133

Densitatea (g/cm3) SR ISO

1183

Conţinut NF(%) SR ISO

6964 GAZ 355 11 2/B2 0,2539 0,9597 2,25



Tab. 3.11. b) Incercări [225] Nr. crt.

Tip de încercare Normă Unitate de măsură

Valori impuse Valori reale

1. Densitate (D) ISO 1183 Kg/m3 ≥930 D granulei±20%

956,8

2. Indice de fluiditate la cald ( MFI) ISO 4440/1 g/10min MFI granulă ±20%

0,2871

3. Variaţia longitudinală la cald ( reversia longitudinală )

ISO 2505-1 ISO2505-2

% ≤3% la 100°C 1,87

4. Aspect EN 12201 - CONFORM 5.

Tracţiune

Efort la tractiune la limita de curgere

ISO 6259-1

ISO 6259-3

N/mm2 PE 80 ≥15

PE 100 ≥19

20,9

Alungirea la rupere % ≥350 ≥350 503,7 6.

Caracteristici dimensionale

Diametrul extern Mediu/Toleranţă

SR ISO 4437

mm 355,0-357,2 355,0-357,0

Grosime perete Toleranţă

mm 32,2-35,6 32,2-35,3

Ovalizare mm Max. 12,5 Max. 10,5 7.

Rezistenţa hidrostatică

20°C; 9,0MPa ISO 1167 H PE80 ≥100 20°C; 12,4MPa PE100 ≥100 105 80°C; 4,6MPa

ISO 1167

H

PE80 ≥165 80°C; 5,5MPa PE100 ≥165 174 80°C; 4,0MPa PE80 ≥1000 80°C; 5,0MPa PE100 ≥1000

3.2. Ţevi din polietilenă

3.2.1. Forme constructive

Pentru a limita la un număr raţional gama de dimensiuni (diametru şi grosime de perete) s-au stabilit seria diametrelor exterioare şi a grosimilor de perete, definite în continuare diametre nominale şi grosimi de perete nominale. Valorile diametrelor nominale au fost stabilite în mod raţional (având ca bază dezvoltările seriilor Renard ale numerelor normale R5, R10, R20, R40).

Diametrul unui tub reprezintă diametrul exterior sau interior; simbolul lui poate fi “D”, “d”, “dn” sau “De”,în funcţie de prevederile din normative. În România, este "dn” – diametru nominal.

Diametrul exterior mediu “de” reprezintă valoarea mediei aritmetice a raportului între măsurările circumferinţei exterioare a tubului în orice secţiune şi numărul π.

Grosimea nominală de perete este definită ca fiind valoarea numerică a grosimii de perete a tubului. Simbolul utilizat în România este ”en”.

Raportul Dimensional Standard este un parametru adimensional care reprezintă un criteriu de clasificare al conductelor. Simbolizat “SDR” (Standard Dimension Ratio), este definit ca raport între diametrul exterior nominal al tubului (de) şi grosimea de perete (en), conform ISO



4437 (adoptat şi ca standard românesc). Diametrele exterioare ale tuburilor din polietilenă utilizate pentru transportul fluidelor sub

presiune sunt stabilite prin reglementările tehnice în vigoare (ISO 161, SR – ISO 4437 etc.). În aceleaşi norme sunt prezentate şi grosimile de perete, corelate cu diametrele exterioare.

Aceste două dimensiuni sunt grupate sub formă de tabele şi împărţite după categoriile de presiune de lucru.

Presiunea nominală, ”PN” reprezintă presiunea maximă de lucru pe care un tub sau un racord din polietilenă o poate suporta continuu timp de 50 de ani la 20oC.

Normele şi standardele tehnice prezintă diametre exterioare de la 20 mm la 630 mm. Pentru fiecare sunt definite trei serii de grosime de perete ”e”: S 12,5; S 8,3; S 5. Seria grosimilor de perete este în strânsă legătură cu presiunile maxime la care pot fi solicitate tuburile.

Astfel seria “S” este definită prin relaţia:

−= 1

21

eDeS , (3.4)

unde : e este grosime perete (mm) De – diametrul exterior al tubului (mm). Cei doi parametri (“S”) şi (“SDR”) sunt corelaţi prin relaţia :

SDR = 2S +1. (3.5) În Europa clasificarea claselor de rezistenţă ale ţevilor de polietilenă este într-o continuă

evoluţie, luând ca referinţă parametrul, rezistenţa la tracţiune minim garantată (MRS). Noile normative europene propun o clasificare a ţevilor din polietilenă în funcţie de parametrul MRS x 10 (MPa).

Valoarea parametrului MRS este utilizată în proiectare.Valoarea tensiunii circumferenţiale admisibile σs se calculează ca raport între valoarea parametrului MRS şi cea a unui coeficient de siguranţă „C” variabil în funcţie de tipul condiţiilor de lucru:

CMRS

s =σ (3.6)

În cazul vehiculării apei sau a altor fluide sub presiune, exclusiv gazele naturale, coeficientul de siguranţă luat în calcul are valoarea de 1,25. Se obţin astfel tensiuni de proiectare.

Principalele valori ale MRS şi ale presiunii hidrostatice la câteva tipuri de polietilene sunt prezentate in tab.3.12. Tab. 3.12. Valorile MRS şi tensiunile de proiectare

Denumirea polietilenei

Rezistenţa minimă garantată MRS,(MPa)

Tensiunea circumferenţială admisibilă pe termen lung datorată presiunii hidrostatice interioare ţevilor, σs,(MPa)

PE 100 10 8 PE 80 8 6,3 PE 63 6,3 5 PE 40 4 3,2 PE 32 3,2 2,5

Vechea denumire PE 50 aplicată primelor tipuri de polietilenă utilizate pentru distribuţia



gazelor naturale, în prezent coincide cu PE 63. Valoarea 50, exprimată în kgf/cm2, defineşte efortul unitar (tensiunea) de proiectare ,σs, a unei conducte din polietilenă cu rezistenţa minim garantată la 63 kgf/cm2 (6,3 MPa), pentru 50 de ani la 20°C.

În cazul distribuţiei gazelor naturale, actualele normative aplicate în ţările cu tradiţie (Italia, Franţa), impun aplicarea unui coeficient de siguranţă de 3,25, corespunzător căruia tensiunea de proiectare referitoare la PE 63 este redusă de la 5 MPa la 2 MPa. Practic, polietilena utilizată în prezent pentru fabricarea ţevilor şi a racordurilor prezintă caracteristici net superioare comparativ cu cele ale PE 50. În România, ca şi în alte ţări, polietilena utilizată în fabricarea ţevilor destinate vehiculării gazelor naturale este PE 80 şi PE 100.

3.2.2. Caracteristicile ţevilor din polietilenă Ţevile din polietilenă prezintă urmatoarele caracteristici:

a) caracteristicile fizice, mecanice, termice şi electrice ale polietilenei sunt prezentate în tab. 3.3.a) şi tab.3.3.b).

b) corespondenţa dintre proprietăţile polietilenei şi condiţiile de încercare , este prezentată în tab. 3.4. a) şi tab. 3.4. a) conform standardelor in vigoare, [ 85; 181; 103; 94; 95; 189; 96; 100; 84; 87; 98; 99; 86; 26; 27; 25.] Se menţionează urmatoarele caracteristici ale ţevilor din PEHD:

- respectă cerinţele API SPEC 15LE, [6]. -care prevede cerinţe de performanţă, proiectare, dispozitive de control, dimensiuni şi toleranţe, marcarea, manipulare, depozitare ale ţevilor din PE;

- respectă cerinţele ASTM D2513, [8], PE 2406 şi PE 3408 pentru ţevile solicitate la presiune interioară;

- aderenţă redusă la pereţii conductelor, la transportul şi depozitarea fluidelor, inclusiv la fluidele parafinoase, în special la curgerea moderată şi rapidă;

- pot fi îmbinate între ele ( ţeavă-ţeavă, ţeavă-fiting ) prin sudură cap la cap, electro – fuziune/polifuziune precum şi prin îmbinări mecanice de tip flanşă–prezoane prin intermediul elementelor de tranziţie ( fiting de tranzitie OL-PE );

- ţeava poate amortiza variaţiile de presiune, şocurile şi solicitările complexe generate de mişcările tectonice şi solicitări hidrostatice, inundaţii;

- au rezistenţa excelentă la abraziune, au sensibilitate scăzută la crestătură şi rezistenţă mare la rupere;

- ţeava cu diametrul mai mic poate fi comprimată pentru a opri curgerea, (intervenţii de urgenţă), apoi se poate refolosi;

- ţevile de diametru mai mic sau egal cu 110 mm se pot transporta sub formă de colaci pe tamburi de diametru minim de 1 m, de lungimi de ordinul sutelor de metrii, ce are drept avantaje montajul rapid cu suduri puţine şi cu randament mare; de asemenea acestea pot fi comprimate pentru oprirea gazelor naturale,( interventii de urgenta ), apoi se pot refolosi;

- ţeava poate fi amplasată oriunde, peste sau sub obstacole, reducând numărul de fitinguri şi reducând costurile de instalare;

- temperaturile de serviciu în exploatare sunt de la - 30C până la 1090C, iar presiunea până la 18,27 MPa .

- mentenanţă redusă pe toată durata vieţii, excelentă rezistenţă chimică şi la



abraziune exercitate de fluidele transportate; - prezintă siguranţă în exploatare pe termen lung ( peste 50 de ani ) şi

întreţinere economică redusă.

3.2.3. Avantajele utilizării ţevilor din polietilenă

Criteriile principale de selectare a unui material pentru ţevile de conducte sunt: rezistenţă mecanică, ductilitatea şi rezistenţa la acţiunea chimică a mediilor de lucru. Mediile de lucru care accelerează creşterea fisurii sunt detergenţii alcoolici şi produsele siliconate. În distribuţia de gaze naturale sunt preferate ţevile din polietilenă, deoarece acestea au calităţi superioare ţevilor de oţel şi anume:

- o rezistenţă mecanică satisfăcătoare; - o bună ductilitate; - utilizarea fitingurilor fabricate prin injecţie; - realizarea îmbinărilor sudate prin fuziune.

În tab.3.13 se prezintă o succintă comparaţie între ţevile de polietilenă şi cele din oţel, iar în tab. 3.14. se prezintă proprietăţile şi efectele acestora asupra ţevilor din polietilenă în funcţie de durata de exploatare.

Tab. 3.13. Calitatile ţevilor de PE în comparaţie cu ţevile de OL

Presiunea de exploatare PE 80 PE 100

Material economisit, greutate (%)

Creșterea în secțiune

transversală,(%)

Creșterea în volum de polietilenă

datorită grosimii peretelui, (%)

Apa 10 bar SDR 11 SDR 17 33 16 35 Gaz ≤ 4 bar SDR 11 SDR 17 35 17 24

Tab. 3.14. Proprietăţile şi efectele acestora, asupra ţevilor din PE, pe durata de viaţă.

Durată Proprietate Efect

Scurtă Ductilitate Rezistenţa la şoc Rezistenţa la creşterea rapidă a fisurii (RCP)

Lungă Rezistenta la tracţiune Rezistenţa la presiunea internă Rigiditate Rezistenţa la încărcare Flexibilitate Deformarea sub sarcină

Scurtă şi lungă Rezistenţa chimica (ESCR) Rezistenţa la creşterea lentă a fisurii

Ţevile din polietilenă prezintă atât o comportare ductilă cât şi o comportare fragilă în

funcţie de factorii de exploatare.

3.2.4. Fabricarea ţevilor şi fitingurilor din polietilenă Ţeava din polietilenă este realizată prin procesul de extrudare. O linie de fabricaţie completă, cuprinde, trei module de bază:

- modulul de extrudare, prezentat în fig.3.18.; - modulul (sistemul) de răcire, prezentat în fig.3.19.; - modulul (sistemul) de calibrare, prezentat în fig.3.20.



Fig.3.18. Schema unei linii de extrudare a ţevilor: 1. sistemul de acţionare a extruderului; 2. siloz de granule; 3. extruderul propriu-zis; 4. extruderul lateral; 5. calibratorul principal; 6. aparatul de control cu ultrasunete; 7. calibratorul prin vacumare - răc itor; 8. baia de răcire; 9. dispozitiv de marcare;

10. dispozitiv de măsurare a lungimii; 11. dispozitive de scoatere de pe matriţă; 12. dispozitive de scoatere de pe matriţă 13. dispozitiv de tăiere; 14. jgheabul balansoar; 15. bobinator 16. pregătirea reziduurilor; 17. sistemul de răcire; 18. compresor.

Fig. 3.19. Sistemul de răcire, secţiune longitudinală şi transversală A – A



Fig. 3.20. Sistemul de calibrare secţiune longitudinală:

1. tancul de vid; 2. orificiu de calibrare; 3. tancul de vid; 4. aparatul de control al vidului; 5. supapa de absorbţie; 6. orificiu de calibrare; 7. racord de apă;

8. orificiu de ieşire; 9. conul de ieşire 10. manşonul de calibrare;

11. introducerea apei de răcire; 12. ieşirea apei de răcire; 13. pompa pentru reglarea debitului de apă;



• Procedee de prelucrare a) Amestecarea sau pretransformarea. Polietilena se prezintă la ieşirea din reactor sub

forma de pudră de granulaţie fină. O primă etapă de extrudare, transformă această pudră în mici granule solide de culoare ivorie, uşor translucide, neutilizabile în această stare, pentru tuburi. Această pregătire, numită “amestecare”, presupune încorporarea în polimer a anumitor aditivi (adjuvanţi, materiale de umplutură) cu scopul : de a facilita formarea ulterioară a materialului , de a ameliora anumite caracteristici şi a consolida stabilitatea sa în mediul de exploatare.

Printre aditivii cei mai întâlniţi, se pot enumera: - stabilizatorii şi negrul de fum, destinaţi protecţiei tuburilor şi racordurilor împotriva

razelor ultraviolete, care conferă tuburilor culoare neagră; - antioxidanţii, care protejează polimerul împotriva acţiunii oxigenului; - coloranţii, care permit modificarea aspectului produsului. Exista două tehnici de prelucrare utilizate în mod special: - extrudarea – pentru tuburi/ţevi. - injecţia – pentru racorduri şi piese speciale. b) Extrudarea. Extrudarea este un procedeu tehnologic continuu de trecere forţată

printr-o matriţă a materiilor prime termoplastice, înmuiate termic pentru obţinerea de produse finite precum tuburile, ţevile şi învelişurile izolante pentru fire şi cabluri .

Ţevile de polietilenă poate fi tăiate în bucăţi (bare) drepte sau pot fi rulate în bobine cu diametre ≤ 1metru.

c) Injecţia. La reţelele de transport şi distribuţie gaze naturale din PE, injectarea este utilizată pentru obţinerea accesoriilor de asamblare. Injectarea este un proces discontinuu care permite producerea de obiecte de diferite forme, direct utilizabile. Elementul principal al dispozitivului este o formă în care s-a prelucrat configuraţia obiectului , care trebuie realizat.

Această cavitate va fi umplută, în fiecare ciclu, cu polietilenă. În acest scop, dispozitivul este alcătuit dintr-un ansamblu şnec – cilindru, care plastifiază materia primă, astfel încât să poată să o injecteze, sub presiune, în formă. După răcirea şi solidificarea amestecului, forma se deschide şi obiectul astfel obţinut, este scos din formă.

d ) Alte tehnici. Există, de asemenea şi alte tehnici de prelucrare: mulaj, rotomulaj,etc. 3.3. Conducte din polietilenă

3.3.1. Regimuri de presiune ale conductelor de polietilenă

Regimurile de presiune ale conductelor de polietilenă sunt prezentate la capitolul 2,în tab.2.1.

3.3.2. Domenii de utilizare a conductelor din polietilenă - conducte şi branşamente de distribuţie a gazelor naturale; - conducte pentru transportul gazelor naturale; - conducte şi branşamente distribuţie apă; - aspiraţie şi refulare pompe de suprafaţă, pompe submersibile; - canalizării şi irigaţii;



- ventilaţii şi aer condiţionat; - scurgeri; - echipamente industria chimică; - echipamente industria alimentară; - invelişuri cabluri de tensiune, de telecomunicaţii, de fibre optice; - placarea cablurilor de susţinere poduri; - placarea conductelor de oţel exterior şi interior; - subtraversări de drumuri şi căi ferate(cu perete gros).

3.3.3. Cerinţe de exploatare ale conductelor din polietilenă

Principalele cerinţe de exploatare ale conductelor din polietilenă se referă la urmatoarele caracteristici :

- dimensiunile şi aspectul exterior al ţevilor; - revenirea după încălzire la temperatură înaltă; - rezistenţă la efectele gazului condensat; - rezistenţă la propagarea rapidă a fisurii (< -500C; >20 bar); - rezistenţă la creşterea lentă a fisurii (încercarea cu epruvetă crestată şi/sau

încercarea cu con a ţevii); - rezistenţă hidrostatică pe termen lung (cu ajutorul încercării la presiune interioară cu

apa); - rezistenţă la alungire pe termen scurt (cu ajutorul încercării de rezistenţă a ductilităţii); - stabilitatea termică a materialului de baza (timpul de oxidare prin inducţie - OIT); - rezistenţa la îmbătrânire datorată razelor ultra-violete (UV), (expunerea în aer liber în

concordanţă cu standardele internaţionale , urmată de încercarea la presiune interioară cu apă, încercarea la ductilitate şi determinarea stabilităţii termice);

3.3.4. Practici de instalare a conductelor din polietilenă Conductele din polietilenă trebuie instalate după proceduri de instalare specifice şi prin

aplicarea unor proceduri de realizare a îmbinărilor sudate. Manualul de instalare conţine proceduri pentru:

- aşezarea ţevii; - pregătirea îmbinării, orientarea şi curaţirea; - temperatura şi timpii de încălzire; - presiunile necesare sudării prin fuziune şi timpii de menţinere; - timpii de răcire; - timpii de ajustare a ciclului pentru condiţii diferite de mediu; - echipament de îmbinare prin fuziune; - determinarea sau verificarea calificării operatorului; - cerinţele eşantioanelor din ţeavă necesare încercărilor de laborator şi determinarea

calităţii îmbinări; - reparaţii: mufare după avarierea conductei de PE, înlocuirea cupoanelor din OL cu

cupoane din polietilenă legate prin piese de tranziţie;



- procese speciale de manipulare şi îmbinare când sunt temperaturi scăzute; - respectarea valorilor presiunilor la procedeu de sudare cap la cap a ţevilor din PE.

3.3.5.Tehnologii de asamblare a ţevilor şi fitingurilor din polietilenă

• Clasificarea asamblărilor Asamblările sunt împărţite în două categorii fundamentale:

- asamblări nedemontabile, - asamblări demontabile.

• Asamblări nedemonatabile Asamblările nedemontabile se realizează utilizând unul dintre următoarele procedee de

sudare: 1) sudarea cu jet de aer cald; 2) sudarea cu extruder portabil; 3) sudarea cap la cap cu element încălzitor; 4) sudarea prin electrofuziune (sudarea cu mufă , teu, şa, fitinguri, toate

electrosudabile); 5) sudarea prin polifuziune . 3.3.5.1. Sudarea cu jet de aer cald Cele două extremităţi care urmează a fi lipite se încălzesc cu un jet de aer cald (circa

230 0 ), după care se realizează contactul între ele (sudarea propriu-zisă). Principalii parametrii ai regimului de sudare cu aer încălzit sunt:

- temperatura jetului de aer; - presiunea jetului de aer; - viteza de sudare.

Această metodă de îmbinare este folosită pentru componente supuse la presiune, piese speciale, structuri cu forme complexe cum ar fi căzi, tunuri de spălare, etc.

3.3.5.2. Sudarea cu extruder portabil Prin intermediul unui mic extruder portabil (în greutate de 10÷12 kg) se extrudează,

pornind de la granule, un cordon de sudură care este înglobat între cele două extremităţi ale componentelor ce urmează a fi sudate, care în prealabil se încălzesc cu un jet de aer la circa 2100. Prin această metodă se obţin îmbinări etanşe, rezistente, de o mare siguranţă.

Principalii parametri ai regimului de sudare cu extruder portabil sunt presiunea de sudare şi temperatura materialului de adaos.

În tab.3.15 se prezintă consumul de material de adaos la sudarea cu extruder portabil.



Tab. 3.15. Consumul de material de adaos la sudarea cu extruder portabil ( adaos extrudat)

Grosimea materialului, mm Felul marginilor Consumul de material de adaos,

la îmbinare în (g / 1 m) 1 - 7,7 2 în formă de V 14,0 5 în formă de V 23,0

3.3.5.3. Sudarea cap la cap cu element încălzitor

Este o metodă de îmbinare tipică materialelor termoplaste, folosită pentru conductele cu dimensiuni de peste 90 mm. Etapele sudarii cap la cap sunt redate in fig. 3.21.

Fig. 3.21. Sudarea cap la cap a conductelor din PEHD cu element încălzitor.

a – fixarea în dispozitiv; b – încălzirea; c – sudarea.

a) Tehnologia procedeului

Prin procedeu de sudare cap la cap cu element încălzitor se pot suda conducte având diametrul minim de Dn 90 mm până la cele mai mari diametre, respectiv Dn630mm.

Energia termică necesară sudării este asigurată de o placă de încălzire cu temperatura reglabilă dispusă între capetele ţevilor ce urmează a fi sudate.

In fig.3.22. sunt prezentate valorile temperaturii de încălzire a plăcii care asigură încălzirea capetelor ţevii.

Grosimea peretelui ţevii

Fig. 3.22. Variaţia temperaturii de încălzire a plăcii în funcţie de grosimea peretelui conductei

conducta element încălzitor conducta

Limita superioară

Tem

pera

tura

[ C

]



Prin acest procedeu se pot suda şi fitingurile de legătură dintre ele sau de ţeavă În zona de joncţiune, grosimea peretelui ţevii trebuie să corespundă cu grosimea

elementului de legătură (cot, teu, reducţie), conform tab. 3.16.:

Tab. 3.16. Grosimea peretelui ţevii corespunzătoare elementului de legatură ISO S5

Ţeava SDR 11 cu element de legatură S5* PN 10 ISO S8

Țeava SDR 17 cu element de legatură S5* PN 6

• Sunt definite în cap. 3.2.1

Pentru a se obţine o sudură bună şi de calitate trebuie să se respecte următoarele cerinţe:

- controlul şi corecţia ovalităţii prezente la capetele ţevilor; - buna aliniere coaxială a conductelor; - curăţirea suprafeţelor de sudat, a maşinii şi a frezei; - respectarea presiunilor specifice de preîncălzire şi sudare, aplicând (0,5 gf/cm2)

pentru sudare; - respectarea temperaturii plăcii; - respectarea timpilor de preîncălzire, de sudare şi de răcire; - răcirea trebuie să se facă natural, se evită răcirea bruscă; - realizarea sudurii trebuie să se facă în condiţiile evitării intemperiilor, iar la

temperaturi mai joase de 0 0 C prin utilizarea unor incinte încalzite cu ajutorul unor suflante cu aer cald;

- temperatura mediului înconjurător trebuie să fie cuprinsă în plaja de 0 - 45 0 C. Principalii parametri ai regimului de sudare sunt: - temperatura elementului încălzitor; - timpul de încălzire; - timpul de manevră pentru îndepărtarea elementului încălzitor; - presiunea de încălzire; - timpul de sudare; - presiunea de sudare. În fig.3.23 se prezintă etapele procesului de sudare cap la cap, presiunile şi timpii

pentru fiecare etapă.

Fig. 3.23.Graficul presiunilor şi timpilor de sudură

1.Timp de preîncălzire. 2.Timp de încălzire. 3.Timp de îndepărtare a oglinzii încălzitoare. 4.Timp de creştere liniară a presiunii până la valoarea maximă 5.Timp de răcire. 6.Timp efectiv de sudare. 7.Timp total de sudure.

Presiune de sudare

Presiunea de preîncălzire

Presiunea de încălzire

P

t



b) Elemente de legătură (fitinguri) din PEHD pentru sudarea cap la cap

Elementele de legătură se pot obţine printr-un proces de presare prin injecţie sau prin sudarea cap la cap a ţevilor de PEHD profilate corespunzător. În fig.3.24 se prezintă tipuri de fitinguri obţinute prin injecţie.

Fig. 3.24. Exemple de elemente de legătură din PE

a - cot la 30 0 ; b - teu egal;c - reducţie;d - cot la 90 0 ;e - cot la 45 0 ;f - dop În fig.3.25 sunt prezentate fitinguri obţinute din segmente sudate cap la cap.

Fig. 3.25. Elemente de legătură realizate prin sudarea cap la cap(ţeava profilată)

c) Instalaţii pentru sudarea cap la cap. Echipamentul de sudare trebuie să fie conform DVS 2203, [50], şi constă din: - dispozitivele inelare, acţionate hidraulic, pentru fixarea capetelor ţevilor; - mecanismul de reglare a coaxialităţii ţevilor; - placa încălzitoare; - instalaţia electrică de încălzire; - instalaţia de presiune.



Dispozitive utilizate la sudarea cap la cap - cleşte special pentru tăierea ţevilor; - cuţit rotativ; - ghilotina; - dispozitive de tăiere a ţevilor, acţionate electric.

d) Defectele îmbinărilor realizate prin sudarea cap la cap cu element încălzitor

(bultt fusion welding -SD-BW) Imperfecţiunea unui material sau a unei îmbinări sudate este orice abatere de la formă,

dimensiuni, structură, compoziţie chimică sau proprietăţi mecanice şi fizice, prescrise în standardele, normele de produs sau documentaţia de execuţie. Prescriptiile tehnice ISCIR CR-21 specifică dimensiunile imperfecţiunilor.

În tab. 3.17. sunt prezentate câteva rezultate obţinute în urma examinării macroscopice a unor epruvete prelevate din îmbinări sudate cap la cap, [34].

În figura 3.26. se prezinta o epruvetă la care bavurile interioare şi exterioare au o formă şi dimensiuni corespunzătoare. Un defect frecvent este excentricitatea, când cele două capete de ţeavă nu asigură coliniaritatea axelor sşi perpendicularitatea capetelor prelucrate faţă de axe, ca în fig. 3.26. până la fig. 3.31.

Fig. 3.26. Epruvetă R3 Fig. 3.27. Epruvetă R1a Fig. 3.28. Epruvetă R9

Fig. 3.29. Epruvetă R6 Fig. 3.30. Epruvetă R7 Fig. 3.31. Epruvetă R10

Defectele îmbinărilor sudate constituie zone de concenmtrare a tensiunilor de iniţiere a

proceselor de rupere. De accea este importantă analiza defectelor/discontinuităţilor îmbinărilor sudate, [34] . De asemenea, se prezintă şi soluţii pentru realizarea unor discontinuităţi artificiale, aplicabile în cazul cercetării efectului acestora asupra comportării în extrapolare a



îmbinărilor sudate.

Tab. 3.17. Imperfectiuni observate macroscopic la epruvetele prelevate din imbinari sudate cap la cap

Marcaj epruveta

Dimensiuni Parametrii geometrici

Imperfecţiuni dn

(mm) en

(mm) cef

(mm) b

(mm) R1 250 24 2,9 15 Bavură interioară ascuţită supraînalţată R1a 110 10 1,1 11 Excentricitate ∆e=0,4mm.Bavură interioar ascuţită R2 280 26 1,0 14 Dezaxare unghiulară a componentelor R3 250 24 1,8 14,5 Nu se observă R4 125 11,8 1,3 9,5 Bavură interioară ascuţită supraînalţată

R5 125 11,0 0,4 12,5 Dezaxare unghiulară a componentelor. Bavură interioară ascuţită

R6 110 10,0 0,9 8,5 Excentricitate ∆e =0,25mm. Bavură interioară ascuţită R7 110 10,0 0,9 7,5 Excentricitate ∆e =0,15mm. Bavură interioară ascuţită R8 125 11,8 0,4 11,0 Bavură interioară ascuţită supraînalţată R9 110 10,0 0,3 8,0 Excentricitate ∆e =0, 5mm. R10 110 10,0 1,2 5,0 Excentricitate ∆e =0,15mm. Bavură interioară ascuţită R11 110 8,2 0,5 9,5 Bavură interioară ascuţită supraînalţată R12 110 6,8 0,2 8,0 Bavură interioară ascuţită supraînalţată

unde: dn este diametrul nominal al ţevii;

en - grosimea peretelui ţevii; cef - laţimea minimă a sudurii; b - laţimea bavurii superioare .

O altă imperfecţiune este forma ascuţită a bavurii interioare prezentată în fig.3.32. până la fig. 3.36.


Fig. 3.35. Epruvetă R11 Fig. 3.36. Epruvetă R12 În figurile 3.37. şi 3.38. sunt două exemple de imperfecţiuni de tipul dezaxare unghiulară a componentelor, fapt datorat unei pregătiri şi fixări necorespunzătoare a acestora.



Fig. 3.41. Epruvetă R2 Fig. 3.42. Epruvetă R5

La încercările la tracţiune sau îndoire efectuate pe epruvete prelevate din ţeava sudată de polietilenă Dn110x10 s-au evidenţiat diferite locuri de rupere apărute în zona sudurilor, conform PT CR21-99,[166] şi DVS 2203-2, [50], prezentate în tabelului de mai jos:

Tab. 3.18. Tipuri de rupere

Marcaj epruveta

Dimensiuni Incercare Locul ruperii dn

(mm)

en (mm)

tracţiune îndoire

R13 110 10 * sudura R14 110 10 * sudura R15 110 10 * sudura R16 110 10 * sudura R17 110 10 * sudura R18 110 10 * sudura R19 110 10 * sudura R20 110 10 * sudura

unde: dn- diametrul nominal al tevii; en - grosimea peretelui tevii.

În fig. 3.39 până la fig. 3.41 se poate observa o lipsă parţială sau totală de legătură între componente.

Fig. 3.39. Epruvetă R13 Fig. 3.40. Epruvetă R20 Fig. 3.41. Epruvetă R14 În fig. 3.42 şi fig.3.43 se observă o rupere în sudură cu caracter ductil, care a rezultat în urma încercării la tracţiune.



Fig. 3.42. Epruvetă R15 Fig. 3.43. Epruvetă R18

În fig. 3.44. până la fig. 3.46. se pot observa ruperi în sudură în urma încercării la îndoire, la unghiuri mai mici de 0160 .


e) Cercetări asupra topiturii din zonele sudate cap la cap cu element încălzitor

plan a ţevilor din PEHD care prezintă imperfecţiuni naturale sau artificiale Simularea imperfecţiunilor, [138], în scopul studierii evoluţiei acestora în condiţii diferite

de solicitare, reprezintă o etapă în aplicarea mecanicii ruperii, prin care se evaluează comportarea în exploatare a unor structuri sudate ce conţin imperfecţiuni. Poate fi estimat riscul de cedare a unor elemente componente ale structurii (riscul de producere a unor avarii), respectiv se poate aprecia durata de viaţă remanentă a unor elemente ale structurii.

Pentru simularea imperfecţiunilor s-au utilizat tronsoane de ţevi din PEHD cu lungimea minimă de Lmin =150mm, cu diametre nominale standard mai mici de Dn160mm. Au fost realizate astfel probe sudate din tronsoane de ţevi cu următoarele tipodimensiuni: Dn160 x 14,6 mm, Dn110 x 10 mm , Dn 90x 8,2 mm.

Realizarea probelor sudate cu imperfecţiuni s-a făcut utilizând următoarele tehnici: a) tehnica simulării imperfecţiunilor naturale pe cale tehnologică; b) tehnica implanturilor pentru simularea imperfecţiunilor naturale; c) tehnica prelucrării mecanice a imperfecţiunilor artificiale.

a ) Tehnica simulării imperfecţiunilor naturale pe cale tehnologică S-a utilizat metoda modificării parametrilor optimi de sudare recomandaţi de producătorul ţevii. Întrucât intervenţia directă asupra parametrilor de sudare a fost limitată (de echipamentul utilizat la sudare), s-a intervenit indirect asupra temperaturii de încălzire pe perioada de menţinere a presiunii de îmbinare, prin răcirea forţată a unei zone de îmbinare, cu zapadă carbonică.

b) Tehnica implanturilor pentru simularea imperfecţiunilor naturale S-a urmărit obţinerea unor probe sudate din ţevi de PEHD, iar imperfecţiunile acestui

procedeu de sudare sunt: fisuri sau lipsa de topire cu orientarea perpendiculară pe suprafaţa ţevii. Imperfecţiunile volumice ce pot să apară la acest tip de îmbinare sunt porii (bule de aer poziţionate la nivelul liniei de topire), suprapunerile de material (datorită îndepărtării



necorespunzătoare a şpanului rezultat în procesul de prelucrare a capetelor de ţeavă), incluziuni de praf, nisip fin (în cazul unei protecţii necorespunzătoare a zonei în care se realizează îmbinarea sudată).

Implanturile utilizate pentru simularea imperfecţiunilor, au fost realizate din foiţe de teflon sau de aluminiu care au temperaturi de topire mai mari decât temperatura de sudare a polietilenei. De asemenea, au fost utilizate bucăţi de bandă adezivă sau şpan de PEHD. Poziţionarea implanturilor s-a facut pe una din suprafeţele îmbinării după încălzirea ţevilor de sudat şi inlăturarea elementului încălzitor s+a făcut în peste 10 sec. timp relativ mai lung.

c)Tehnica prelucrării mecanice a imperfecţiunilor artificiale. Imperfecţiunile artificiale sunt utilizate la calibrarea aparaturii de examinare cu ultrasunete a îmbinărilor sudate. Simularea imperfecţiunilor plane pentru examinarea cu ultrasunete se face pe reflectori de tip riz sau crestătură rectangulară practicată mecanic prin frezare. Probele cu imperfecţiuni artificiale de tip găuri străpunse se realizează cu parametrii de sudare pentru tipul şi dimensiunea ţevilor care se sudează, imperfecţiunile artificiale obţinându-se prin implanturi metalice (sârma cu diametrele : ∅1,5 mm;∅ 2,0 mm;∅ 3,0 mm şi lungimile egale cu : e, 2e, respectiv 3e, unde, e = grosimea peretelui de ţeavă). Probele cu imperfecţiuni artificiale de tip găuri cu fund plat se realizează prin găurire mecanică sau frezare, pe ţevi ce au fost în prealabil sudate utilizând parametrii de sudare corespunzători tipului şi dimensiunilor acestora. O altă categorie de imperfecţiuni artificiale simulate sunt imperfecţiunile practicate pe epruvete extrase din ţevi sau îmbinări sudate de ţevi, cu scopul aprecierii influenţei tipului şi a dimensiunilor acestora asupra rezistenţei zonelor caracteristice îmbinărilor sudate.

Probe cu imperfecţiuni naturale obţinute pe cale tehnologică La acest tip de probe apar imperfecţiuni geometrice ale bavurii, adică bavura cu lăţime

necorespunzătoare sau ascuţită şi imperfecţiuni plane tip lipsă de topire. Fisurile de sudare nu reprezintă imperfecţiuni caracteristice dar pot apărea în condiţii speciale de sudare. S-a demonstrat pe cale experimentală că folosind această metodă se pot obţine uşor imperfecţiuni ale geometriei îmbinării sudate şi imperfecţiuni plane tip lipsă de topire aşa cum se prezintă în fig. 3.47, până la fig. 3.54 , din anexa B

Probe cu imperfecţiuni naturale obţinute prin tehnica implanturilor Experimental s-au putut obţine atât imperfecţiuni plane cât şi imperfecţiuni volumice. Simularea lipsei de topire s-a realizat cu foiţe de aluminiu şi cu materiale termoplaste,

plasate la interfaţa dintre componente, în timpul de manevrare, ( bandă adezivă sau bucăţi de şpan de PEHD ).

Rezultate superioare s-au obţinut utilizând bandă adezivă sau bucăţi din şpan de PEHD. Implantul din foiţe de aluminiu poate fi uşor eliminat în bavură în timpul aplicării presiunii de sudare. Pentru simularea imperfecţiunilor volumice, rezultate bune s-au obţinut cu implanturi din teflon care au putut fi uşor înglobate în îmbinarea sudată. În cazul implanturilor (flux ceramic, grăunţi de siliciu, sticlă, tub PVC) ele au fost expulzate parţial în bavură.

Rezultatele obţinute aplicând metoda implantului depind de urmatoarele condiţii : - materialul utilizat ca implant trebuie să adere la materialul de sudat pentru a

putea fi uşor înglobat în sudură;



- precizia de poziţionare a implantului, implică prezenţa acestuia la mijlocul grosimii peretelui de ţeavă, pentru a reduce riscul de a fi eliminat din îmbinarea sudată. Pentru o poziţionare riguroasă, implanturile pot fi introduse într-o prelucrare mecanică iniţială a suprafeţei componentei de sudat. În acest caz însă adâncimea prelucrării trebuie corelată cu scurtarea capetelor componentelor în vederea sudării.

Presiunea de sudare cu cât este mai mare, cu atât implantul este mai uşor eliminat prin bavură.

Probe cu imperfecţiuni artificiale obţinute prin prelucrări mecanice Experimental s-au realizat atât imperfecţiuni artificiale de tip găuri străpunse, cât şi

imperfecţiuni tip riz (fig. 3.55.). Pentru eliminarea dificultăţilor ce pot apărea la realizarea lor se impune, (în special în cazul ţevilor cu grosimi mari), optimizarea regimului de aşchiere în vederea minimizării încălzirii probei. În cazul încălzirii accentuate, aşchierea devine greoaie, materialul supraîncălzit , vâscos aderă de scula aşchietoare ducând la alterarea preciziei dimensionale şi de formă a imperfecţiunii simulate.

În cazul utilizării frezelor pentru realizarea unor imperfecţiuni artificiale, viteza de tăiere recomandată este:

002,0010,01 ±=⋅

=nN

vv (mm/rotatie x dinte) (2.7)

unde: 1v este viteza de avans in mm/min; N - numărul de dinţi a sculei aşchietoare,dinte; n - turaţia sculei aşchietoare in rotatii/min.

Pentru a simula imperfecţiuni dimensionale, în ţevile de polietilenă se pot executa prelucrări mecanice care să aproximeze imperfecţiunile respective ( găuri străpunse, rizuri).

Fig. 3.55. Imperfecţiuni artificiale tip găuri străpunse şi imperfecţiuni tip riz, obţinute prin prelucrări mecanice ale materialului de bază

O imperfecţiune de tip volumic poate fi simulată prin realizarea unei găuri plasate la nivelul îmbinării sudate cap la cap a două ţevi din PEHD.

Prin procedeul de frezare pot fi realizate imperfecţiuni plane artificiale plasate în îmbinarea sudată cap la cap dintre două ţevi din PEHD. În acest caz este necesară respectarea parametrilor tehnologici recomandaţi pentru materialul şi tipodimensiunea acestuia.

În cazul în care se doreşte simularea unor imperfecţiuni plane fine,restrâns localizate,ce nu pot fi realizate prin prelucrări mecanice convenţionale,se poate utiliza ca alternativă tehnica tăierii cu laser, aşa cum se observă în figura 3.56.



Fig. 3.56. Imperfecţiune artificială de tip plan, simulată prin tehnica tăierii LASER a unei

îmbinări sudate cap la cap cu element încălzitor dintre două ţevi din PEHD 3.3.5.4. Sudarea prin electrofuziune Orice abatere de structură, compoziţie chimică, proprietăţi mecanice şi fizice, de formă şi

dimensiuni reprezintă imperfectiuni ale unei îmbinări sudate sau ale materialului de bază. Acestea fac obiectul în mod expres documentaţiilor de excuţie, normelor de produs,

standardelor şi prescripţiilor tehnice ISCIR CR 20-99 . În cele ce urmează se va face referire la următoarele procedee de sudare: 1.îmbinare prin suprapunere cu manşon (SW) prin sudare cu rezistenţă electrică (SRM); 2. îmbinare tip şa (deviaţie) , (SS), prin sudare cu rezistenţă electrică (SRS). a) Imperfecţiuni în îmbinările sudate prin suprapunere cu manşon (SW ) prin

sudare cu rezistenţă electrică (SRM), Probe sudate prin acest procedeu [34 ] au fost încercate la tracţiune, fie pe epruvete tip

tronson Dn32x3mm (fig. 3.57 şi fig. 3.58), fie pe epruvetele prelevate din îmbinările sudate ale ţevilor cu dimensiuni mari (fig. 3.59 şi fig. 3.60 unde grosimea peretelui de ţevă este de 12mm, respectiv fig. 3.61. şi fig.2.62. unde grosimea peretelui de ţevă este de 18 mm).

În fig. 3.57.a) se observă o epruvetă tronson cu o rezistenţă corespunzătoare a îmbinării sudate, ruperea producându-se în materialul de bază. La tronsoanele din fig. 3.57.b) şi fig. 3.57.c) se observă că ruperea s-a produs în sudură. Motivele sunt legate de incompatibilităţile dimensionale între ţeavă şi fiting, respectiv de introducerea unei cantităţi de căldură insuficiente între componente.

În fig. 3.58 se prezintă situaţia pregătirii necorespunzătoare a capătului ţevii în vederea sudării (reducerea semnificativă a grosimii peretelui ţevii), motiv pentru care se observă o gâtuire a materialului ţevii în imediata apropiere a manşonului.

Fig. 3.57. Epruvete tronson SRM-SW Fig. 3.58. Epruvetă tronson SRM-SW



În fig. 3.59 până la fig. 3.62, se constată că ruperea s-a produs în sudură, cauzele fiind legate de incompatibilităţile dimensionale între ţevi şi fitinguri. Se ajunge la o astfel de situaţie când ţevile au o ovalitate pronunţată, fapt care conduce( în urma pregătirii în vederea sudării) la un contact parţial între cele două componente, insuficient pentru a se putea obţine o îmbinare sudată corespunzătoare.

Fig. 3.59. Epruvetă SRM-SW Fig. 3.60. Epruvetă tronson SRM-SW

Fig. 3.61. Epruvetă SRM-SW Fig. 3.62. Epruvetă tronson SRM-SW

În fig. 3.63 şi fig. 3.64 , se prezintă aspecte legate de analiza unei avarii la o conductă destinată transportului gazelor naturale. Alegerea necorespunzătoare a componentelor, chiar în urma parcurgerii unui timp de încălzire corespunzător, a condus la imposibilitatea realizării unei îmbinări sudate. În fig. 3.64 se vede o totală lipsă de legătură între componente.

Fig. 3.63. Epruvete tronson SRM-SW Fig. 3.64 . Epruvetă tronson SRM-SW

b) Imperfecţiuni în îmbinările sudate, tip şa (deviaţie), (SS) prin sudare cu rezistenţă electrică (SRS),.

În fig. 3.65. şi fig. 3.66. sunt prezentate epruvete prelevate dintr-o îmbinare sudată între o derivaţie Dn63/Dn32mm şi o ţeavă Dn63x5,8mm. În urma analizei macroscopice au fost decelate imperfecţiuni de tip goluri în sudura. Acest fapt are ca efect reducerea rezistenţei îmbinării sudate, ceea ce poate conduce într-un anumit interval de timp, la lipsa etanşeitătii îmbinării şi chiar la cedarea acesteia. Lungimea totală a sudurii pe cele patru suprafeţe este LT=85mm, respectiv lungimea totală a imperfecţiunilor este Σ Li = 9mm, rezultând astfel un coeficient de inaderenţă k ef =0,1 LT. Principala cauză este legată de tipul constructiv al deviaţiei şi o posibilă aşezare necorespunzătoare a deviaţiei pe ţeavă. S-a constatat că orificiul prin care materialul ,în timpul încălzirii, iese la suprafaţa fitingului are o arie a secţiunii prea mare, ceea ce a făcut ca la



răcire, în sudură, prin contracţia materialului să apară aceste imperfecţiuni.

3.3.5.5. Sudarea prin polifuziune Această metodă de sudare se foloseşte în mod special la sudarea pieselor cu diametre foarte mici , după cum este prezentat în fig. 3.67.

Fig. 3.67. Sudare prin polifuziune

• Asamblări demontabile Aceste asamblări se împart în două categorii:

a) racorduri hibride sau racorduri cu flanşă; b) racorduri pur mecanice sau racorduri prin compresie.

Fig. 3.66. a) SRS-SS - longitudinal

b) SRS-SS - transversal

Fig. 3.65. a) SRS-SS - longitudinal

b) SRS-SS - transversal



a) Racorduri cu flanşe Această îmbinare este utilizată la montarea robineţilor metalici (fig. 3.68. şi fig. 3.69.)

Fig. 3.68. Îmbinare prin adaptor de flanşă şi flanşă liberă

Fig. 3.69. Tipuri de adaptatoare

a) adaptor cu flanşă sudat cap la cap b) adaptor cu flanşă electrosudat

b) Racord mecanic Se bazează esenţial pe două concepte: - se obţine etanşarea prin intermediul unei garnituri toroidale (O-ring) care se aplică

pe exteriorul tubului iar incastrarea în tub se realizează prin intermediul colierelor de prindere dinţate nedemontabile (fig. 3.70)

Fig. 3.70. Racord prin fiting cu element de compresie a) parţi componente; b) piesă cu teacă; c) mufă rapidă

Aceste racorduri se folosesc la îmbinarea tuburilor cu diametre cuprinse între 16mm şi (110÷125) mm, până la PN 10, sunt simplu de folosit şi sigure, dar pot prezenta costuri ridicate la diametre mari, fapt care justifică concurenţa cu alte tipuri de îmbinare.

a)

b)



Fig. 3.71. Exemple de racorduri de strângere:

a) racord de compresie; b) reducţie; c) cot la 90 0 ; d) teu redus; e) teu egal.

Fig. 3.72. Racord mecanic (prin strângere):

1-element de racord; 2-element de etanşare; 3-element de compresie şi ancorare; 4-element de compresie; 5-tub de polietilenă.

3.4. Principiile proiectării conductelor pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale

Gazele naturale sunt transportate prin conducte şi sunt exploatate pe patru trepte de presiune: joasă, redusă, medie şi înaltă.

La proiectarea conductelor de gaze naturale, traseul şi diametrul materialului tubular trebuie astfel alese încât pierderile de presiune să fie minime, rămânând însă în limitele unor soluţii tehnico-economice raţionale.

3.4.1. Principiile proiectării conductelor pentru transportul gazelor naturale Calculul hidraulic al conductelor de transport gaze naturale

Procesul de transport prin conducte este însotit de fenomene cauzatoare de disipări de

energie, determinate de factori geometrici (secţiunea, lungimea conductei), de factori de natură hidrodinamică (debit, presiune, rugozitatea conductei) cât şi de unele proprietăţi ale gazelor naturale (densitate, vâscozitate).[179]



3.4.1.1. Regimul de curgere al gazelor prin conducte şi calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică.

Regimul de curgere se apreciază pe baza criteriului Reynolds:

( )

µ Re DV ⋅⋅=

ρ sau

( )µ

4 Re Q⋅=

ρ (3.8)

unde: Re este numarul lui Reynolds; V - viteza de curgere a gazelor naturale (m/s); D - diametrul interior al ţevii (m); ρ - densitatea gazului (kg/m3); µ - vâscozitate dinamică a gazelor naturale (Pa∙s); Q - debitul nominal al gazelor naturale m3/h.

Folosind drept criteriu de analiză numărul lui Reynolds, se disting trei regimuri de curgere:

- laminar, pentru Re<2300

Re64

=λ (3.9)

- instabil, pentru 2320<Re<2400

- turbulent, pentru 2400<Re<150000

25,0Re3164,0 −=λ (3.10)

- turbulent, pentru Re>150000

- turbulent relativ, pentru Re>150000

+

−=

Dk

71,3Re51,2lg21λλ

(3.11)

- turbulent absolut, pentru Re 150000

74,1lg21+

=

kD

λ (3.12)

unde : k este rugozitatea suprafeţei interioare a conductei (grad de prelucrare). Are valori foarte mici în cazul conductelor din PE comparativ cu cele din oţel.

Variaţia vâscozităţii şi densităţii gazelor cu presiunea este neglijabilă şi astfel valorile numărul Reynolds (adimensional) sunt:

- pentru condiţii normale: ( T = 273,15 K, p = 1,01325 bar )

DQ2482 Re = (3.13)



- pentru condiţii standard ( T = 288,15 K, p = 1,01325 bar ):

DQ2230 Re = (3.14)

unde : D este diametrul interior al conductei, în (cm);

Q - debitul de calcul în (m3/h).

3.4.1.2. Relaţii practice de calcul hidraulic ale conductelor magistrale

Calculul hidraulic al conductei de transport se realizeaza cu formula:

( )

λδ LDPP

TZPT

Qm

522

21

0

0 101514,0 −=

(3.15)

unde: Q este debitul transportat de conductă (m3/h); P0 - presiunea de referinţă (bar);

T0 - temperatura de referinţă (K); P1,2- presiunea în punctul iniţial, respectiv final al conductei (bara); D - diametrul interior al conductei (cm); L - lungimea conductei(Km); δ - densitatea relativă, a gazului, în raport cu aerul (kg/m3); λ - coeficientul de rezistenţă hidraulică; Re - numărul lui Reynolds; T - temperatura medie a gazelor în conductă; Z - coeficientul de neidealitate al gazelor naturale; P(bara)=P1(bar) + Patmosferică

Când debitul de gaz este considerat în condiţii normale (T = 273,15 K, p = 1,01325 bar ):

( )λδ L

DPPTZ

Qm

522

211083,4 −

= (3.16)

iar pentru condiţii standard ( T = 288,15 K, p = 1,01325 bar ) :

( )

λδ LDPP

TZQ

m

522

211306,4 −

= (3.17)

Pentru conductele magistrale de transport gaze naturale cu diametrul de până la 600

mm, se recomandă şi utilizarea ecuaţiei lui Weymouth pentru calculul lui λ:

3/104363,0 −≅ Dλ (3.18)

unde: D este diametrul în (m), relaţie valabilă doar dacă gazele sunt uscate.



3.4.1.3. Curgerea gazelor în conducte înclinate În cele mai multe cazuri conductele deviază faţă de orizontală şi atunci la presiunea finală va trebui să se adauge sau să se scadă greutatea coloanei de gaze, după cum coloana urcă sau coboară faţă de punctul iniţial. Debitul gazelor printr-o conductă este dat de relaţia:

( )

em

H

N ZLTDPePQ

λδ

522

21306,4 −

= (3.19)

în care:

TZxH δ0683,0=

(3.20)

unde: x± este variaţia faţă de orizontală.

Le este o constantă care depinde de profilul pantei, dacă panta este :

- uniformă: JLLH

eLH

e =−

=1

- neuniformă:Le=L1J1+L2eH1J2+L3eH

2+..........LneHn-1Jn.

unde: Q este debitul ce trece printr-o conductă înclinată(m3/h);

P1,2 - presiunea în punctul iniţial şi final (bara); D - diametrul interior al conductei (cm); L - lungimea conductei(Km); T - temperatura gazului din conductă (K); δ - densitatea relativă în raport cu aerul a gazului (kg/m3); Z - coeficientul de neidealitate al gazelor naturale. 3.4.1.4. Particularităţi ale calcului hidraulic al conductelor de transport

a) Conducte de gaze cu ramificaţii (colectoare sau distribuitoare) Calculul diametrului conductelor de gaze cu ramificaţii se face conform formulei 3.15 cu particularităţile de mai jos

Conductele cu ramificaţii sunt conductele în serie alcătuite din tronsoane la care nu se schimbă numai lungimea şi diametrul ci şi debitul. În regim de presiune medie sau redusă, calculul are particularitatea din relaţia 3.21 cu semnificaţiile cunoscute şi folosind schema din fig. 3.73.

ii

n

i

iii LQ

dBPP 2

151

21

2 ∑=− +λ

(3.21)

unde:

54,18δZTB m=



Fig.3.73.Conducte unifilare, de diametre diferite, ce se alimentează din mai multe surse şi

care asigură cu gaze mai mulţi consumatori b) Conducte de gaze în serie Conductele în serie sunt cele formate dintr-un singur fir de ţevi alcătuit din "n" tronsoane cu lungimi şi diametre diferite, obţinând pentru acelaşi debit, presiuni şi viteze diferite. Formula pentru determinarea diametrului conductei echivalente, când se cunoaşte regimul de mişcare al gazelor este:

51

5e

en

i

ii

dl

dl ⋅=

⋅∑ λλ (3.22)

c) Conducte montate în paralel Fiecare dintre conductele de gaze, ce instalate paralel pot transporta o anumită cantitate de gaze naturale, care însumate determină capacitatea totală de transport a conductei între punctele A şi B, corespunzătoare presiunilor P1 şi P 2 . Calculul conductelor se efectuează în ipoteza „conductelor echivalente” şi îmbunătăţeste transportul debitului de gaze:

- conducte paralele cu lungimi diferite:

ee

e

LDλ

5

=∑=

n

i i

i

iLD

1

5

λ (3.23)

- conducte paralele cu lungimi egale şi în aceleaşi condiţii de curgere:

∑=

=n

iie DD

1

33,533,5 (3.24)

- conducte paralele cu lungimi egale şi cu condiţii diferite de curgere:

e

eDλ

5

=∑=

n

i

ii

D

1

5

λ

(3.25)



Fig.3.74. Sistem de transport gaze naturale format din conducte montate în paralel

3.4.1.5. Variaţia parametrilor gazelor naturale de-a lungul conductei de transport 3.4.1.5.1.Variaţia presiunii în conductele de transport gaze naturale Presiunea gazelor variază de-a lungul unei conducte de la valoarea P1 ( în punctul iniţial), la valoarea P2 (în punctul final) conform relaţiei:

( )LxPPPPx

22

21

21 −=

(3.26)

Variaţia presiunii gazelor de-a lungul unei conducte de transport are forma grafică din următoarea figură:

Fig. 3.75. Curba căderii de presiune de-a lungul conductei magistrale de transport gaze naturale Presiunea medie Pm reală a gazelor într-o conductă este mai mare decât media aritmetică a presiunilor (P1+P2)/2, deoarece aceasta variază după o curba de gradul doi şi nu după o dreaptă, ca la lichide, având expresia.

−

−=

++== ∫ 2

22

1

32

31

21

22

1 32

32

PPPP

PPPPdPP xxm

(3.27)



3.4.1.5.2.Variaţia temperaturii gazului de-a lungul unei conducte de transport

Variaţia temperaturii gazului într-o conductă îngropată se datorează schimbului termic între gaz şi mediul în care este amplasată conducta ,fiind influenţată de proprietaţile gazului din conductă, a solului, a materialului din care este realizată conducta ţi are ca expresie:

⋅⋅⋅⋅⋅

−+=

ps cQxDK

solsolx

e

TTTT

0

1

ρπ

(3.28)

unde: x este tronsonul de conductă luat în considerare (m) Tx - temperatura gazului în conductă la distanţa "x" (K) Tsol - temperatura solului la adâncimea de îngropare a conductei (aproximativ constanta pe distanta "x") (K) T1 - temperatura iniţială a gazului la intrarea în tronsonul de lungime

"x") (K) D - diametrul interior al conductei (mmx101) Qs -debitul de gaze ce trece prin conductă (m3

s/h) ρ0 -greutatea specifică a gazului (kg/ m3

s) cp -caldura specifică a gazului la presiune constantă (Kcal/kg K) Ks -coeficientul global de transmitere a căldurii între axul conductei şi mediul înconjurator (sol,aer) (Kcal/h∙m2∙K)

Temperatura medie a gazului într-o conductă se obţine astfel:

( )

−⋅⋅⋅

⋅⋅−+=

⋅⋅⋅⋅⋅

ps

icQ

xDKis

psssolsolm

e

LDKCQ

TTTT

0

110

ρππ

ρ

(3.29)

3.4.1.5.3. Viteza gazului şi timpul necesar parcurgerii conductei

Viteza gazului într-o secţiune aflată la distanța "x" de la punctul iniţial al conductei este:

0

0

03600

PTT

SPQV m

xx =

(3.30)

unde: Vxeste viteza gazelor în sectiunea "x" al conductei (m/s); P1,2- presiunea în punctul iniţial, respectiv final al conductei (bara); Px- presiunea în punctul "x"(bara); P0 - presiunea de referinţă (bar); T0 - temperatura de referință (K); Tm- temperatura medie a gazelor în conductă (K); Q0 - debitul de gaze în condiţii de referinţă (m3/h); D - diametrul interior al conductei (mmx101); L - lungimea conductei(Km); S - aria de curgere (m2).

Viteza medie a gazelor intr-o conducta de transport se poate calcula astfel:



00

22

21

32

312

039,5 PTT

PPPPD

QV mmed

−

−=

(3.31)

unde: vmed este viteza medie a gazelor în conductă (m/s) Timpul în care gazele străbat o conductă de transport este dat de relaţia:

P

TT

PPPP

QLDt m

i0

22

21

32

31

0

20515,0

−

−⋅=

(3.32)

unde: ti este timpul (h) Q0 - debitul de gaze (m3/h);

D - diametrul interior al conductei (mmx101); P0 - presiunea de referinţă (bar); T0 - temperatura de referinţă (K); Tm- temperatura medie a gazelor în conductă (K); L - lungimea conductei (Km);

3.4.1.5.4.Calculul grosimii de perete a conductelor de transport gaze naturale Calculul grosimii de perete a conductelor de transport gaze naturale se face cu formula:

a

c

DPta

er +⋅

=σ

ϕ20

max.

(3.33)

unde: t este grosimea de perete (mm);

Pr. max- presiunea maximă de regim a gazelor (bar); De - diametrul exterior al ţevii (mm); ϕ - coeficientul de calitate al îmbinării sudate;

aσ - rezistenţa admisibilă a oţelului (N/mm 2 ); a - adaos la grosimea peretelui (mm); a = a1+a2 a1 - grosimea suplimentară care se adaugă la peretele conductei şi

eroziunea interioară(mm); a2 - grosime suplimentară, care se adaugă la peretele conductei,egală cu abaterea inferioară în valoare absolută la grosimea peretelui(mm).



3.4.2. Principiile proiectării conductelor pentru distribuţia gazelor naturale 3.4.2.1. Calculul hidraulic al conductelor de distribuţie gaze naturale Calculul hidraulic al unui sistem de conducte cuprinde :

- proiectare: determinarea diametrelor conductelor sau a sarcinii sistemului când se cunosc celelalte elemente ale acestuia (debitele care trebuie furnizate şi nivelele de presiune);

- exploatare: determinarea debitelor furnizate când se cunosc celelalte elemente ale sistemului (diametrul interior al conductei şi nivelul de presiuni).

Conductele de distribuţie scurte sunt cele la care raportul L/D>200÷400 sau 2,0≤=dLλ ,

la care pierderile de sarcină locale nu pot fi neglijate şi lungi sunt cele la care pierderile de

sarcină locale pot fi neglijate ( 50>=dLλ ) . [178]

unde: λ este coeficientul de rezistenţă hidraulic. 3.4.2.2. Regimul de curgere al gazelor prin conducte şi calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică În curgerea gazelor naturale prin conducte apar diferite regimuri de curgere. Având drept criteriu de analiză numărul Reynolds, se disting regimuri fundamentale de curgere a gazelor prin conducte conform relatiilor (3.8) şi (3.9). Pentru uşurinţa calculelor se introduc ipoteze simplificate:

- vâscozitatea dinamică nu variază cu presiunea; - densitatea prezintă variaţii suficient de mici astfel încât poate fi considerată constantă

Relaţia Reynolds se poate scrie , astfel încât numărul Reynolds să fie considerat constant

şi λ sa fie o funcţie care depinde numai de rugozităţile relative

Dε

:

DQK= Re (3.34)

unde: K este 2482 pentru un gaz cu compoziţia de 100% metan în condiţii

normale; K = 2230 pentru un gaz cu compoziţia de 100% metan în condiţii standard; Re este numărul Reynolds (mărime adimensională);

D - diametrul interior al ţevii (m); Q - debitul gazelor naturale (m2/h).

3.4.2.3. Metode practice de calcul hidraulic al conductelor de distribuţie Diametrul conductelor se determină pe criteriul asigurării debitelor nominale de gaz şi a presiunii minime necesare la aparatul de utilizare a gazelor naturale pentru toţi consumatorii.



Dimensionarea conductelor de distribuţie se face diferit în funcţie de tipul instalaţiei cu care ne confruntăm: sistem de distribuţie, reţea de distribuţie, branşament şi instalaţie de utilizare. Pentru stabilirea debitului de calcul al unei conducte este necesară însumarea debitelor nominale ale aparatelor deja instalate sau care urmează a se instala şi aplicarea unor factori de încărcare corespunzatori tipului şi numărului de aparate. Treptele de presiune din sistemul de alimentare cu gaze naturale sunt:

- presiune medie - între 6 şi 2 bar pentru conducte din oţel şi PE 100 - între 4 şi 2 bar pentru conducte din PE 80;

- presiune redusă, - între 2 şi 0,05 bar; - presiune joasă, - sub 0,05 bar.

Fig.3.76 .Schema de principiu pentru stabilirea căderilor de presiune,

în regim de presiune medie 1 - staţie de predare ; 2 - staţie de reglare de sector; 3 - post de reglare la consumator Stabilirea presiunilor din punctul iniţial şi final al reţelelor de presiune medie şi redusă se realizează astfel:

- se identifică presiunea minimă la ieşirea din regulator din punctul iniţial al conductei; - se determină presiunea minimă necesară la ieşirea din conducta majorată cu 10%

pentru compensarea unor factori imprevizibili. În cazul extinderilor reţelelor de distribuţie de presiune joasă existentă, care alimentează aparatele de utilizare cu presiunea nominală de 20 mbar, căderea totală de presiune pentru dimensionarea reţelei de distribuţie şi a instalaţiei de utilizare este de 10 mbar, cu condiţia ca la ieşirea din staţia sau postul de reglare să se menţină presiunea de 30 mbar, în continuare plecând de la diametrele conductelor rezultate din calcul se recalculează căderile de presiune şi presiunea în punctul iniţial la ieşirea din regulator.



Fig.3.77. Schema de principiu pentru stabilirea căderilor de presiune în regim de presiune redusă

1 - staţie de reglare de sector ; 2 - post de reglare la cap de branşament În cazul regimului de presiune joasă pentru reţeaua de distribuţie, inclusiv branşamentul, se considera căderea de presiune de 5 mbar, diferenţa de 5 mbar fiind necesară dimensionării conductelor instalaţiei de utilizare, inclusiv contorul.

Fig.3.78.Schema de principiu pentru stabilirea căderilor de presiune în regim de presiune joasă 1 - staţie de reglare de sector; 2 - robinet de branşament; 3 - branşament

Dimensionarea conductelor de distribuţie trebuie realizată astfel încât să nu se depăşească vitezele limită de la care pot apare fenomene perturbatoare sau manifestări neplacute. Viteza maximă admisă a gazelor (calculată în secţiunea de aval), în conducte este:

- 20 m/s pentru conducte supraterane; - 40 m/s pentru conducte subterane.

3.4.2.4. Calculul conductelor de distribuţie care funcţionează în regim de presiune medie sau presiune redusă Diametrul conductelor de presiune medie sau presiune redusă se calculează cu relaţia:

52

22

1

2

56,0PP

TLQD cs

−⋅=

δλ (3.35)

unde: D este diametrul interior al conductei (cm); Qcs - debitul de calcul la starea standard (P=1,013 bar şi T=288,15 K) (mS

3/h); P - presiunea absolută la începutul tronsonului (bara);



P2 - presiunea absolută la capătul tronsonului (bara); T - temperatura gazelor(K); L - lungimea tronsonului respectiv (km); δ - 0,554, densitatea relativă a gazelor faţă de densitatea aerului; λ - coeficientul de rezistenţă hidraulică (adimensional).

3.4.2.5. Calculul conductelor de distribuţie care funcţionează în regim de

presiune joasă

Diametrul conductelor de presiune joasă, în cm, se calculează cu relaţia:

2,02

49,0

∆

=P

TLQD δλ (3.36)

unde : L este lungimea de calcul a conductei, în m, care cuprinde lungimea fizică

atronsonului considerat, la care se adaugă lungimile echivalente ale rezistenţelor locale;

∆P este căderea de presiune disponibilă, în mbar, pe tronsonul considerat.

• Retele ramificate O reţea ramificată este un sistem sub presiune format din m tronsoane şi m+1 noduri,

astfel încât două noduri oarecare sunt unite prin cel mult un singur traseu format din tronsoane şi noduri .

Fig.3.79. Reţea de distribuţie ramificată

Alimentarea reţelei se face printr-un nod aparţinând unui singur tronson şi este numit nod de alimentare. Nodul de consum este acel nod care aparţine unui singur tronson şi nu este nod de alimentare. Conducta principală se defineşte ca ansamblul de tronsoane şi noduri care unesc nodul de alimentare cu nodul de consum cel mai îndepărtat.

• Reţele inelare O reţea plană inelară de gaze naturale este un sistem sub presiune format din n noduri şi m tronsoane, astfel încât în fiecare nod să conveargă cel puţin două tronsoane, două noduri oarecare să fie unite direct prin cel mult un tronson, iar tronsoanele să nu se intersecteze în punctele în care nu sunt noduri. conform fig.3.83 s-a notat :



Ni = nodurile reţelei ;

Tij = tronsoanele reţelei;

Ik = inelul k din reţea;

Qij = debitul iniţial pentru tronsonul T

ij ;

Qi = debitul de alimentare sau de consum;

Dij = diametrul tronsonului T ij ;

ijλ = coeficientul de frecare hidraulică din conductă. Nodurile şi tronsoanele unei reţele inelare plane formează r inele care mărginesc r

domenii finite, şi sunt date de relaţia:

r = m – n + 1 (3.37)

Calculul de proiectare al sistemelor de distribuţie formate din reţele inelare foloseşte teoria similitudinii, realizată între fluide şi energia electrică. Plecând de la legile lui Kirchoff se asimilează:

- intensitatea curentului electric cu debitul de gaze; - diferenţa de potenţial dintre două noduri de reţea electrică, cu diferenţa de

presiune între două noduri de reţea; - rezistenţa electrică cu rezistenţa hidraulică.

Se pot scrie ecuaţiile pentru gaze naturale care parcurg reţele inelare : a. Suma debitelor care se întâlnesc într-un nod de reţea este nulă [suma debitelor care

intra(pozitive) într-un nod tehnologic este egală cu suma debitelor care ies din nod(negative)].

( ) 0

1=±±∑

=i

n

iij QQ (3.38)

b. Căderea de presiune aferentă unui inel din reţea este egală cu suma produselor dintre pătratul debitului şi rezistenţa hidraulică pentru fiecare tronson al inelului considerat.

( ) ( )∑∑====

⋅±=−k

jiijij

k

jiji QRPP

1,1

2

1,1 (3.39)

Fig.3.80. Reţea de distribuţie buclată



3.4.2.6. Particularităţi ale calculului hidraulic al conductelor de distribuţie

• Conducte de gaze cu ramificaţii (colectoare sau distribuitoare) Conductele cu ramificaţii sunt conductele în serie alcătuite din tronsoane la care nu se schimbă numai lungimea şi diametrul ci şi debitul. În regim de presiune medie sau redusă:

ii

n

i

iii LQ

dBPP 2

151

21

2 ∑=− +

λ

(3.40)

iar în regim de presiune joasă:

i

n

ii

iii LQ

dBPP ∑=− +

1

2521

λ (3.41)

unde: B 1 = 0,313Tδ Z

B 2 = 0,24Tδ Z

Fig.3.81. Conducte unifilare, de diametre diferite, ce se alimentează din mai multe surse şi

care asigura cu gaze mai mulţi consumatori

• Conducte de gaze în serie Conductele în serie sunt cele formate dintr-un singur fir de ţevi alcătuit din n tronsoane

cu lungimi şi diametre diferite. Formula pentru determinarea diametrului conductei echivalente, când se cunoaşte

regimul de mişcare al gazelor.

51

5e

en

i

ii

dl

dl ⋅=

⋅∑ λλ (3.42)

• Conducte paralele de gaze Fiecare dintre conductele de gaze instalate paralel pot transporta o anumită cantitate de

gaze naturale care însumate determină capacitatea totală de transport a conductei între punctele A şi B, corespunzătoare presiunilor P 1 şi P 2 .

Calculul conductelor se efectuează în ipoteza „conductelor echivalente”: - conducte paralele cu lungimi diferite:

ee

e

LDλ

5

= ∑=

n

i i

i

iLD

1

5

λ (3.43)

- conducte paralele cu lungimi egale şi în aceleaşi condiţii de curgere:



∑=

=n

iie DD

1

33,533,5 (3.44)

Fig.3.82. Sistem de transport gaze naturale format din conducte montate în paralel

3.4.2.7. Calculul grosimii de perete a ţevii conductelor de distribuţie gaze naturale

a. Calculul grosimii de perete pentru conducte din oţel se face cu formula :

aDP

ta

er +⋅

=ϕσ20

max. (3.45)

unde: t este grosimea de perete (mm) P max.r - presiunea maximă de regim a gazelor (bara) D e - diametrul exterior al ţevii (mm) ϕ - coeficientul de calitate al îmbinării sudate aσ - rezistenţa admisibilă a oţelului (N/mm 2 ) a - adaos pentru siguranţă (mm)

b. Calculul grosimii de perete pentru conducte din PE se face în următoarele etape: - determinarea presiunii maxime de exploatare MOP (maximum operating pressure), calculată cu formula Lamé :

( )12

−=

SDRCMRSMOP

(3.46)

unde: MRS este rezistenţa la tracţiune minim garantată (MPa) C - coeficient global de calcul, cu valori între 2 şi 3,25 SDR – raport dimensional standard

n

n

TDSDR =

(3.47)

Pentru ţevi subţiri : SDR = 17 Pentru ţevi groase: SDR= 11

- calculul grosimii de perete a ţevii t, în (mm):

s

sn

PPd

t+

=σ20 (3.48)

unde: σ este tensiune admisibilă (N/mm 2 ), se calculează cu formula:



KS

=σ (3.49)

unde: S este rezistenţa specifică la tracţiune minim garantată pentru 50 de ani la 20 0 C, cu valori egale cu MRS (MPa). K – coeficient de siguranţă: - K=3,25, pentru ţevi cu perete gros (SDR=11); - K=2,00, pentru ţevi cu pereti subţiri (SDR=17 );

Grosimea rezultată trebuie încadrată în gama de grosimi nominale tn de la 2 mm la 46 mm, astfel încat ţeava care corespunde condiţiilor de proiectare este Dn x tn. c. Calculul de proiectare al conductelor din polimeri solicitate la presiune interioară Se înregistrează pentru fiecare epruvetă durata solicitării până la apariţia unui fenomen de cedare ( rupere ductilă, rupere fragilă, pierderea etanşeităţii ). Rezultatele se interpretează

statistic obţinându-se valorile rezistenţei la presiune în funcţie de timp şi temperatură,

( )ασ ,lg,, tT , definită ca fiind marimea tensiunii circumferenţiale ( produsă de acţiunea presiunii fluidului din interiorul ţevii ) la care ţeava rezistă, la o temperatura (T), o durata (t), cu probabilitatea (α ).

Valorile utile uzuale ale caracteristicii ( )ασ ,lg,, tT sunt:

- rezistenţa la presiune pe termen lung : ( )5,0,lg,, == ασσ tTLTHS ;

- limita inferioară de încredere (siguranţă) a rezistenţei pe termen lung:

( ) LPLtTLI σσσ α == = 975,0,lg,,

determinate pentru T=20°C şi t=50ani

Relaţia de bază utilizată la calculele de proiectare a conductelor de polietilenă este:

211

2 FFFSDR

p LI ⋅⋅⋅−

=σ

(3.50)

unde: p este presiunea maximă de serviciu a conductei la temperatura de funcţionare T(Mpa); SDR – raport dimensional standard, SDR = D/s;

D - diametrul exterior al conductei (mm); S - grosimea peretelui conductei (mm); F – factorul de siguranţă pentru condiţii de proiectare standard

(T= 20°C şi t= 50ani); F1 – factorul de corectare al F , în funcţie de temperatura de funcţionare a

conductei ; F2 – factorul de corectare al F , în funcţie de durata de operare precisă a

conductei ; F1 = 1,325 – 0.0137T F2 = 1,547 – 0.097lg t unde: T este temperatura (°C); t – timp (h).



Asimilând produsul 21 FFFp LI ⋅⋅⋅= σ cu o rezistenţă admisibilă a materialului ţevii, relaţia 3.50 este dedusă din expresia tensiunii circumferenţiale pentru un înveliş cilindric cu grosimea (s), diametrul mediu Dm = D - s şi se justifică folosirea în calculele de proiectare a conductelor, a caracteristicilor obţinute prin încercarea la presiunea interioară a ţevilor.

3.5. CONCLUZII

3.5.1. Clasificarea materialelor polimerice ţine seama de următoarele criterii : origine, comportarea la încălzire, modul de formare şi de deformare, putând fi clasificate în : termoplaste (cristaline şi amorfe), termorigide (termoseturi) şi elastomeri. 3.5.2. Printre cele mai importante caracteristici ale polimerilor sunt: vâscoelasticitatea, tenacitatea, relaxarea şi fluajul, duritatea, comportamentul la diferite temperaturi (Tv ,Tb ,Tc ,Tt ,Td ), stabilitate termică, contracţia şi dilatarea, rezistenţa la uzare, degradarea la UV. 3.5.3. Clasificarea polietilenelor se face după densitate şi după felul ramificaţiilor moleculare, deoarece proprietăţile mecanice ale acestora depind în mare măsură de gradul şi tipul ramificaţiilor lanţului molecular, de structura cristalină şi de greutatea moleculară. Polietilena de înaltă densitate este caracterizată de greutatea moleculară, distribuţia masei moleculare, gradul de ramificare a lanţului molecular şi are caracteristici mecanice ridicate. 3.5.4. Folosirea conductelor din polietilenă în locul celor din oţel este justificată de numeroasele avantaje tehnico-economice ale polietilenei,cum ar fi: rezistenţa mecanică satisfăcătoare, bună ductilitate, sudarea ţevilor prin fuziune, sudarea ţevilor cu fitinguri de diferite geometrii prin electrofuziune, usurinţa pozării, mentenanţa preventivă şi corectivă relativ simplă şi ieftină. Conductele din ţevi de polietilenă se folosesc în multe domenii de activitate, deoarece acestea corespund cerinţelor de exploatare, pozarea acestora este procedurată prinsisteme de calitate standardizate, care dau siguranţa îmbinărilor nedemontabile (SRM,SRS,SR, SD, SPSS) şi îmbinărilor demontabile (racorduri cu flanşe şi racorduri prin compresie). Important de evitat sunt defectele care pot apărea la toate tipurile de îmbinări prin sudare, motiv pentru care acestea se studiază anticipat prin metode de simulare, în urma cărora se obţin informaţii utile, atât pentru producătorii de ţevi şi fitinguri cât şi pentru constructorii din şantiere. 3.5.5. Ţevile din polietilenă se obţin prin procedeul de extrudare iar fitingurile se fabrică prin procedeul de injecţie. Masa polimerică înainte de a fi folosită la extrudare sau injecţie, se amestecă (pretransformă) cu stabilizatori, negru de fum, antioxidanti şi coloranţi, pentru a-i ridica performanţele. 3.5.6. Proiectarea conductelor de transport gaze naturale respectă urmatoarele etape : calculul hidraulic, regimul de curgere al gazelor naturale prin conducte şi coeficientii de rezistenţă hidraulică, variaţia presiunii gazului, variaţia temperaturii gazului, viteza gazelor şi timpul parcurgerii conductei, calculul grosimii de perete al conductei. Proiectarea conductelor de distribuţie gaze naturale urmareşte urmatoarele etape : calculul hidraulic, regimul de curgere prin conducte şi coeficienţii de rezistenţă hidraulică, regimurile de presiuni (MP,RP,JP), tipul de reţele (ramificate sau buclate), determinarea grosimii optime a peretelui de conductă. În cazul proiectării de instalatii de utilizare calculul este unul de verificare al caracteristicilor geometrice ale ţevilor din PE sau OL folosite, la care se adaugă elemente de siguranţă.

Teză de doctorat ________________________________________________________________Capitolul 4


4. EVALUAREA TEORETICĂ ŞI EXPERIMENTALĂ A COMPORTĂRII CONDUCTELOR DIN POLIETILENĂ DE ÎNALTĂ DENSITATE

Evaluarea teoretică şi experimentală a comportării conductelor din polietilenă de înaltă

densitate are ca obiectiv estimarea duratei de viaţă în condiţii de solicitare specifice sau determinarea tensiunii circumferenţiale admisibile pentru realizarea unei durate de viaţă prescrise.

În prezentul capitol se prezintă o analiză critică a principalelor tipuri de încercări de scurtă

durată propuse pe plan mondial pentru determinarea experimentală a unor caracteristici de material necesare estimării duratei de viaţă a conductelor din polietilenă.În acest scop încercările vor fi grupate sub următoarele aspecte:

- încercări pentru determinarea caracteristicilor mecanice; - încercări tehnologice ale conductelor din polietilenă; - comportarea în prezenţa mediilor de lucru; - încercări pentru determinarea comportării ţevilor din polietilenă la propagarea

fisurilor; - încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor la solicitări variabile

folosind epruvete CT; - încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor la solicitări variabile

folosind epruvete cilindrice crestate; - încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor pentru diferite viteze

de solicitare şi diferite temperaturi.

4.1. Încercări pentru determinarea caracteristicilor mecanice În scopul caracterizării comportării ţevilor din polietilenă sub acţiunea factorilor din

exploatare şi al estimării duratei de viaţă pe baza unor încercări de scurtă durată, s-au propus numeroase tipuri de încercări experimentale. Unele dintre acestea sunt standardizate şi au o largă aplicabilitate la caracterizarea maselor plastice, altele sunt reglementate prin norme acceptate de producătorii de ţevi, iar o parte dintre acestea vizează aplicarea principiilor mecanicii ruperii materialelor la aprecierea comportării ţevilor din polietilenă pe baza unei analogii cu comportarea oţelurilor.

4.1.1. Încercarea la tracţiune

Standardul SR EN ISO 527-1,2:2000,[181] stabileşte metoda de determinare a caracteristicilor polietilenei la solicitarea de tracţiune de scurtă durată. Epruvetele sunt prelevate dintr-o ţeavă de material plastic, în sens longitudinal prin decupare cu orice fel de sculă aşchietoare, în funcţie de dimensiune şi materialul ţevii, conform fig. 4.1. şi fig. 4.2.



Fig.4.1. Epruvetă de tracţiune,[181]

l3 – lungime totală ; l1 – lungime a părţii înguste cu feţe paralele; l2 – distanţa dintre punctele de început ale racordărilor;

r – raza de racordare;

h – grosimea recomandată; b1 – lăţimea părţii înguste; b2 – lăţimea la extremităţi; L0 – lungimea de referinţă; L – distanţa iniţială între cleme.

Fig.4.2. Ţeavă din material termoplastic din care se prelevează epruveta,[181]

A – Epruvetă; B – Bandă; C – Sector. În timpul încercării este măsurată sarcina suportată de către epruvetă şi alungirea ei. Se calculează toate valorile tensiunilor pe baza ariei secţiunii transversale iniţiale a epruvetei:

AF

=σ (4.1)

unde: σ este valoarea tensiunii considerate de tracţiune, (MPa); F – forţa măsurată, (N); A – aria secţiunii transversale iniţiale a epruvetei, (mm2)

Se calculează toate valorile deformărilor pe baza lungimii de referinţă a epruvetei:

( )%0

0

LL

t∆

=ε (4.2)

( )%1000

0

LL

t∆⋅=ε (4.3)

unde: tε este deformarea nominală la tracţiune, exprimată ca un raport adimensional în procente, (%);

L0 – distanţa iniţială dintre cleme, (mm);

B A

C



ΔL0 – creşterea distanţei între cleme, (mm). Se calculează modulul de elesticitate pe baza a două valori prestabilite ale deformării:

( )( )12

12

εεσσ

−−

=tE (4.4)

unde: tE este modulul de elasticitate de la tracţiune, (MPa);

1σ – tensiunea măsurată la valoarea deformării 0005,01 =ε ,(MPa);

2σ – tensiunea măsurată la valoarea deformării 0025,02 =ε ,(MPa).

Se calculează, dacă este cerut coeficientul lui Poisson, pe baza a două valori prestabilite ale deformării:

−=εεµ n

n (4.5)

unde: nµ este coeficientul lui Poisson, exprimat ca un raport adimensional cu n=b (lăţimea) sau n=h (grosimea), care indică direcţia normală aleasă;

nε – deformarea pe direcţia longitudinală ; ε – deformarea pe direcţia normală cu n=b (lăţimea)sau n=h (grosimea).

Fig.4.3. Curbe tip tensiune-deformare

a – materiale fragile; b şi c – materiale ductile

cu limită de curgere; d – materiale ductile fară

limită de curgere.



Pe baza acestor date (sau direct de către maşina de încercat) se ridică curbele εσ ~

aşa cum se prezintă în fig. 4.3. Prin deformarea zonelor amorfe, zonele lamelare se orientează pe direcţia solicitării,

separându-se în segmente cristaline individuale, prezentate în fig.4.4.d, ca în final să se producă microfibre individuale fig.4.4.e, care rămân interconectate.

Fig.4.4. Polietilenă întinsă cu lamele cristaline şi regiuni amorfe împletite

a) stadiul iniţial; b) deformarea regiunilor amorfe; c) rotaţia lamelelor cristaline; d) separarea în segmente cristaline individuale; e) formarea micro-fibrelor individuale,[52].

Transformarea lamelelor în microfibre datorită deformaţiilor liniare, de întindere, în cazul

polietilenei este prezentată în fig. 4.5.

Fig. 4.5. Rearanjarea lamelelor de crital întinse într-o formă de micro-fibră.

A – structura lamelară iniţială; B – rotirea şi schimbarea lamelelor; C – formarea de segmente cristaline individuale; D – asamblarea segmentelor în forma de microfibrile,[52].

Acest mod de deformare a materialelor termoplastice semicristaline la solicitarea de

tracţiune, explică forma curbei tensiune-deformaţie, obţinută prin încercarea la tracţiune. În fig. 4.6. este redată o astfel de curbă. Se constată că şi în cazul polimerilor, la fel ca la

materialele metalice, apare o gâtuire. Aceasta se produce când într-o secţiune a epruvetei lamelele sunt orientate pe direcţia solicitării pe întreaga arie a acesteia.



Fig.4.6. Curba tensiune - deformaţie obţinută prin încercarea la tracţiune, [52].

4.1.2. Încercarea de duritate Determinarea durităţii conform standardului SR EN ISO 2039-1:2003,[185], se referă la

duritatea prin penetrare cu bila, respectiv raportul dintre forţa aplicată pe o bilă şi aria urmei obţinute prin pătrunderea bilei, după aplicarea sarcinii pentru o durată determinată de timp.

Metoda constă în penetrarea suprafeţei piesei cu o bilă aflată sub o sarcină determinată. Duritatea se exprima cu ajutorul relaţiei:

Sarcina aplicată

Duritatea prin penetrarea cu bilă = –––––––––––––––––––––––––––––– (4.6) Aria urmei lăsată de penetrator Se calculează sarcina redusă de încercare, Fr ,exprimată în ( N ):

( ) 21,021,0+−

⋅=r

mr hhFF (4.7)

unde: Fm este sarcina de încercare aplicată penetratorului, (N ); hr - adâncimea redusă de penetrare ( 0,25 mm );

h - adâncimea de penetrare corectată în funcţie de deformarea batiului, (mm ), egală cu ( h1 – h2 );

h1 – adâncimea de penetrare sub sarcina de încercare,(mm); h2 – deformarea batiului sub sarcina de încercare, (mm).

Se calculează duritatea prin penetrare cu bilă cu ajutorul relaţiei:



r

r

hFH ⋅=

π51

(4.8)

unde : H este duritatea prin penetrare cu bilă, (N/mm2);

Fr –sarcină redusă de încercare, (N); hr – adâncimea redusă de penetrare, (mm).

4.1.3. Încercarea la compresiune Încercarea la compresiune, fig. 4.7, se foloseşte pentru stabilirea forţei şi a lucrului

mecanic de deformare în cazul materialelor plastice. Sunt definite următoarele mărimi caracteristice:

- tensiunea de compresiune ( ncσ ) – în cazul materialelor plastice, neexistând rupere, nu

se constată o tensiune maximă ( maxncσ ) .

0AFnc

nc =σ (4.9)

unde : ncσ este tensiunea de compresiune, (MPa); ncF –forţa normală de compresiune, ( N ); 0A – aria iniţială a epruvetei, (mm2).

- scurtarea totală a probei (Dh) – ca urmare a acţiunii tensiunii normale de compresiune (h0 fiind înaltimea iniţială, iar h fiind înălţimea la care a ajuns epruveta după aplicarea

forţei ncF ).

hhDh −= 0 (4.10)

- scurtarea relativă,( cε ):

0

0

0 hhh

hDh

c−

==ε (4.11)

- rezistenţă la compresiune, (Rc) – neintervenind ruperea la compresiune, se poate admite că tensiunea de rupere este valoarea acesteia la care pot apărea fisuri.

0

max

ARRc = (4.12)

- limita de curgere ( 2,0,cσ ) – este acea tensiune la care s-a realizat o scurtare a materialului cu 0,2% din h0 (F0,2 reprezentând forţa la care materialul s-a scurtat cu 0,2%).

0

2,02,0, A

Fc =σ (4.13)



Fig.4.7. Mecanismul de deformare la probe cilindrice.

4.1.4. Încercarea la şoc mecanic Standardul SR EN ISO 8256 , [188], prezintă două metode pentru determinarea energiei

necesare pentru a rupe epruvete din materiale plastice, solicitate la tracţiune prin şoc. Încercarea constă în ruperea unei epruvete prismatice, lisă sau prevăzută cu o crestătură

în zona de mijloc, prin lovirea ei cu un ciocan pendul, pe direcţia axei sale. Schema de principiu a încercării este prezentată în fig. 4.8.

Fig.4.8. Schema de principiu a încercării



Rezistenţa la rupere prin şoc, E exprimată în (kJ/m2) se calculează astfel:

310⋅⋅

=dx

EE c (4.14)

unde : Ec este energia la şoc corectată, (J), calculată cu formula

Ec= Es + Eq, în care: Es este energia de impact absorbită în timpul şocului; Eq – energia de aruncare, datorată deformării plastice şi energiei de miscare(cinetice) în secţiune transversală;

x – lăţimea părţii calibrate cu margini paralele a epruvetei, (m); d – grosimea părţii calibrate cu margini paralele a epruvetei, (m).

4.1.5. Încercarea la sfâşiere Metoda constă în determinarea rezistenţei la sfâşiere R exprimată în (N/m), şi se

calculează cu relaţia:

dFR = (4.15)

unde : F este forţa maximă, (N); d–grosimea iniţială a epruvetei, (m)

Fig.4.9. Prezentarea schematizată a încercării



Fig.4.10. Epruveta pentru determinarea rezistenţei la sfâşiere

4.1.6. Determinarea contracţiei longitudinale la cald Standardul SR EN ISO 2505 – 1, 2/2003, [184], stabileşte două metode de determinare a

contracţiei longitudinale la cald a ţevilor din materiale plastice, una realizată într-o baie de lichid,(A), iar cealaltă într-o etuvă cu aer,(B).

O ţeavă de lungime dată este introdusă intr-un mediu de încălzire la o temperatură dată, pe o durată prescrisă. Se măsoară o lungime marcată din acest tronson de ţeavă, în aceleaşi condiţii , înainte şi după încălzire. Alungirea la cald se calculează ca procent al variaţiei lungimii în raport cu lungimea iniţială.

Contracţia longitudinală la cald exprimată în (%) este dată de expresia:

1000

, ×∆

=LLR iL , ( %) (4.16)

unde : LLL −=∆ 0 ;

0L - distanţa între repere înainte de scufundare, (mm); L - distanţa între repere după scufundare, (mm).

Pentru determinarea contracţiei longitudinale la cald prin metoda A, parametrii pentru materialele termoplastice considerate sunt prezentaţi în tab. 4.1. Tab. 4.1. Parametrii conform metoda A

Material termoplastic Temperatura baii Tr (°C)

Durată scufundării (min)

Lungimea epruvetei (mm)

PE32/40 100±2 60pentru e<8 120 pentru 8≤e<16

240 pentru e≤16

200±20 PE50/63 110±2 PE80/100 110±2

PE-X 120±2 e – grosimea de perete a ţevii, (mm) Pentru determinarea contracţiei longitudinale la cald prin metoda B, parametrii pentru materialele termoplastice considerate sunt prezentaţi în tab. 4.2.



Tab. 4.2. Parametrii conform metoda B

Material termoplastic Temperatura baie Tr (°C)

Durată scufundării (min)

Lungimea epruvetei (mm)

PE32/40 100±2 60pentru e<8 120 pentru 8≤e<16

240 pentru e≤16

200±20 PE50/63 110±2

PE80/100 60pentru e≤8 120 pentru 8<e≤16 240 pentru e>16

PE-X 120±2

e – grosimea de perete a ţevii, (mm)

În condiţiile de determinare ale metodei A sau metodei B valoarea contracţiilor

longitudinale la cald calculate, trebuie să corespundă valorilor mai mici pentru PE şi PE-X.

4.2 . Încercări tehnologice ale conductelor din polietilenă Conductele din polietilenă de înaltă densitate pot prezenta în exploatare în funcţie de

natura materialului, de mediu şi de condiţiile de solicitare, formele de degradare (cedare) prezentate în fig. 4.11. cu o acceptare unanimă ,[3,135], care pot fi sintetizate în următoarele mecanisme de degradare:

(1) În zona I, conducta este în principal suprasolicitată mecanic şi degradările au caracter ductil. Uneori degradările pot avea caracter fragil, atunci când există diferite defecte de material.

Ruperea ductilă este în principal determinată de valoarea limitei de curgere a materialului. La încercările de rupere la fluaj , durată până la rupere depinde numai de valoarea tensiunii circumferenţiale aplicate şi de limita de curgere a materialului. Pentru o valoare dată a tensiunii circumferenţiale şi a temperaturii, s-a constat experimental că durata până la ruperea ductilă depinde exponenţial de limita de curgere a materialului.

(2) Zona II, este caracterizată în principal de ruperi cvasifragile. Modificarea pantei diagramei de la zona I la zona II evidenţiază o discontinuitate denumită şi dicontinuitate mecanică, luând în considerare natura mecanică a solicitării.

Ruperea fragilă produsă prin iniţierea şi apoi propagarea (creşterea) fisurilor la tensiuni relativ mici reprezintă modul uzual de cedare a conductelor din polietilenă.

(3) Zona III, se caracterizează prin faptul ca durată până la rupere este independentă de valoarea tensiunii circumferenţiale. În această zonă ruperile au numai caracter fragil.

Discontinuitatea evidenţiată la trecerea de la zona II la zona III, este denumită şi discontinuitate termică pe baza faptului ca durată de viaţă este influenţată de factori de natură chimică, influenţaţi de temperatură.

Pentru conductele de transport a gazelor naturale este importantă determinarea duratelor de viaţă corespunzatoare zonelor I şi II, în timp ce, de exemplu, pentru conductele de transport a apei calde este importantă zona III.



Fig.4.11. Formele de cedare ale ţevilor din PEHD presurizate la interior, [3,135].

Pentru toate cele trei zone caracteristice, durată de viaţă a conductelor din polietilenă,

depinde de un foarte mare număr de factori sintetizaţi în natura materialului, în mediu şi condiţiile de solicitare, aşa cum se prezintă detaliat în fig.4.12.

Fig.4.12. Clasificarea factorilor care influenţează durata de viaţă. În scopul estimării duratei de viaţă a unei conducte din polietilenă, este necesară

dezvoltarea unui program de încercări experimentale specifice unei anumite aplicaţii, în care să se ia în considerare efectul tuturor factorilor de influenţă a durabilitaţii.



Problema fundamentală este de a stabili ce metodă de încercare se va alege pentru estimarea duratei de viaţă a unei conducte din polietilenă. Aceasta problemă este direct corelată cu metoda de estimare a duratei de viaţă şi a asigurării exploatării în condiţii de siguranţă pe o durată cuprinsă între 50-100 ani, a unei conducte realizate dintr-un anumit material şi supusă unor condiţii date de exploatare privind starea de tensiuni şi temperatură.

Deoarece încercarile de lungă durată sunt costisitoare şi implică intervale mari de timp până la obţinerea rezultatelor, s-a impus utilizarea unor metode de încercare accelerată, ale căror rezultate să poată fi extrapolate la întrega perioadă de exploatare a conductei.

Aşa cum s-a aratăt, comportarea de durată a polietilenei (PEHD) este determinată de modul prin care răspunde celor două mecanisme de degradare: rezistenţă la iniţierea şi propagarea fisurilor şi rezistenţă la oxidare. Încercările experimentale pot evalua comportarea polietilenei la una sau la ambele solicitări simultan.

Încercările materialului şi a ţevilor din PEHD urmăresc atât determinarea unor caracteristici de material, cât şi determinarea comportării ţevilor în cadrul unor încercări complexe, unele fiind stadardizate, iar altele fiind propuse de diferiţi autori sau institute de cercetare. Încercarile se vor prezenta grupate în următoarele categorii :

- determinarea indicelui de fluiditate la cald; - determinarea temperaturii de încovoiere sub sarcină; - comportarea la uzare. 4.2.1. Determinarea indicelui de fluiditate la cald Standardul SR ISO 4440 -1,2/2003, [188 ], stabileşte o metodă de determinare a indicelui

de fluiditate la cald în masă (MRF) a materialelor plastice. Metoda constă în măsurarea masei de material care traversează o filieră cu diametrul dat,

sub o presiune definită, exercitată de un piston, într-un timp precizat şi la o temperatură stabilită. Indicele de fluiditate la cald (MFR) exprimat în (g/10min) este dat de relaţia :

( )t

mtmMFR ref

nom

⋅=,θ (4.17)

unde : θ este temperatura de încercare, (ºC);

mnom –masa nominală aplicată pe piston, (kg); tref – timpul de referinţă 10 min, (600 s); m – masa medie a extrudatelor, (g); t - intervalul de timp dintre două tăieri ale unui extrudat, (s). Parametrii de încercare pentru polietilenă sunt prezentaţi în tab.4.3. Tab.4.3. Parametrii de încercare

Material Termoplastic

Condiţie ( g/ tref )

Temperatura de încercare, Ө (º C)

Masa nominala mnom ( kg )

Timp de referinţă tref ( s )

Polietilenă

4 190 2,160 600 7 190 5,000 600 18 190 21,600 600

Indicii de fluiditate masică la cald MFR ( melt mass-flow rate) şi de fluiditate volumică la cald MVR ( melt colume-flow rate), se pot determina cu ajutorul metodei din SR ISO 1133/1991, [192]. Aparatura folosită pentru măsurarea valorilor acestora este un plastometru de extrudare



prezentat ca imagine generală în fig. 4.13. S-au folosit polietilene din care se produc ţevi pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale (SDR11; SDR 17,6) şi a apei ( SDR 17,6 ; SDR 26) iar rezultatele sunt prezentate în tab. 4.4. Tab. 4.4. Valorile măsurate ale indicelui de fluiditate la cald pentru polietilenă

* Vestolen A 6060R – 10000(PEHD pentru tevi extrudate),– producator SABIC ** toleranta ± 20% Valorile măsurate ale indicelui de fluiditate la cald pentru polietilenă sunt admise,

deoarece se încadrează în toleranţa ± 20% aplicată valorilor impuse la temperatura de 1900C.

Fig.4.13. Plastrometru de extrudare model 1267-0015

Caracteristici tehnice

- MFR (indice de fluiditate la cald) în g/10min - Temperatura materialului de lucru:T = 50-4000 C - Lungime cilindru:115 mm - Diametru interior cilindru: Ø9,5 mm - Lungimea duzei: 8,0 mm - Diametru interior duza: Ø2,095±0,005 mm - Greutate proba:2,16÷5 kg.

Nr. crt. Elemente de identificare

Temperatura de lucru

(0C)

Valoarea impusă** (g/10min)

Valoarea medie

măsurată (g/10min)

Concluzii

1. Teava Dn 110,PE 100, SDR 17,6 190 0,247 0,239 admis 2. Teava Dn 160,PE 100, SDR 17,6 190 0,247 0,245 admis 3. Teava Dn 160PE 100, SDR 11 190 0,300 0,276 admis 4. Teava Dn 200,PE 100, SDR 11 190 0,200÷0,350 0,229 admis 5. Teava Dn 400,PE100, SDR 11 190 0,300 0,502 admis 6. Teava Dn 400,PE100, SDR 11 190 0,364 0,348 admis 7. VESTOLEN A 6060R, PE 100* 190 0,25 0,283 admis 8. VESTOLEN A 6060R, PE 100* 190 0,31 0,323 admis 9. VESTOLEN A 6061R, PE 80* 190 0,56 0,560 admis 10. Fiting Y Dn 110, PE 100, SDR 26 190 0,30 0,323 admis



4.2.2.Determinarea temperaturii de încovoiere sub sarcină Standardul SR ISO 75 -1,2/2004,[100], prezintă metoda de determinare a temperaturii de

încovoiere a materialelor plastice sub sarcina (tensiune de încovoiere cu solicitare în trei puncte). Metoda constă în determinarea temperaturii (care creşte uniform) la care are loc încovoierea epruvetei standardizate, supusă unei tensiuni de încovoiere realizată cu o sarcină prestabilită.

Forta, F (N) care se aplică epruvetei, are expresiile corespunzătoare poziţionării epruvetei pe lăţime (relaţia 4.18) respectiv pe cant (relaţia 4.19) :

LhbF

32 2××

=σ

(4.18)

respectiv :

LhbF

32 2××

=σ

(4.19)

unde : σ este tensiunea maximă în epruvetă, (MPa); b – lătimea epruvetei, (mm); h – grosimea epruvetei, (mm); L – lungimea măsurată a deschiderii dintre punctele de reazem, (mm). În fig. 4.14. se prezintă aparatura cu ajutorul căreia se poate determina temperatura de

încovoiere la o anumită solicitare.

Fig. 4.14. Schema aparaturii pentru determinarea temperaturii de încovoiere sub sarcină, 100].



4.2.3 Comportarea la uzare Comportarea la uzare (rezistenţa la abraziune) este mai bună la ţevile din polietilenă faţă

de cele din oţel, dovedită de metoda Darmstädter, propusă de Universitatea Tehnică din Darmstadt . Diferenţa de comportament la abraziune pentru ţevi din diferite materiale se prezintă în fig.4.15.

Fig.4.15. Rezistenţa la abraziune a ţevilor din PE faţă de ţevile din alte materiale La încercarea la uzare a fitingurilor din polietilenă şi oţel, de diferite raze de curbură, se

folosesc medii purtătoare de particule solide, care se pot deplasa cu o viteza precalculată şi care pot produce uzarea într-un timp calculat, aşa cum se prezintă în fig. 4.16.

Fig.4.16. Timpul de abraziune până la cedare la interior, la fitinguri din PE şi OL pentru diferite raze de

curbură (îndoire) în funcţie de particulele solide (nisip) conţinute în mediul de încercare (apă).



4.3. Comportarea în prezenţa mediilor de lucru a polietilenei

Rezistenţa chimică este influenţată de structura moleculară caracterizată de morfologia sa şi de posibile puncte de atac chimic. Polietilenele sunt rezistente la acizi nonoxidanţi, soluţii alcaline, soluţii saline saturate şi la mulţi alţi solvenţi. Gradul de absorbţie al acestora determină umflarea graduală a materialului. Cetonele, esterii şi derivaţii clorinaţi la temperaturi şi concentraţii ridicate, pot deasemenea umfla polietilenă. Influenţa amestecurilor din aceste substanţe asupra polietilenelor nu s-a studiat până acum. S-a propus introducerea unui factor de rezistenţă chimică fCR,t (chemical resistance-conform DIN 16889-1,[36] :

W

MtCR t

tf =, (4.20)

unde : tM este timpul de cedare în medii agresive,(h); tW - timpul de cedare în apă,(h). Pentru calculul de dimensionare se foloseşte fCR,σ cu expresia :

W

MCRf

σσ

σ =, (4.21)

unde : σM este nivelul tensiunii de solicitare în mediu agresiv,(MPa); σW – nivelul tensiuni de solicitare în apă, măsurat pentru

aceeaşi perioadă de cedare,(MPa).

Pentru acidul azotic, factorul de rezistenţă chimică este mic (fisurarea la solicitarea la coroziune), cu scăderea temperaturii. Modificari relativ mici ale valorilor factorului fCR,σ, corespunzătoare temperaturilor de (20÷80)ºC s-au observat la acidul cromic şi la acidul sulfuric.

Temperaturile maxime de exploatare recomandate pentru PE100, în contact cu mediile agresive la temperatură, sunt prezentate în tab.4.5.

Tab.4.5. Temperaturi de exploatare ale polietilenei Mediu Temperaturile maxime de exploatare a PE100 ,(ºC) Acidul sulfuric 30 % 60 Acid hidrocloric 20 % 60 Acid fosforic 85 % 60 Acid nitric 30 % 40 Acid cromic 20 % 20 Acid hidrofloric 40% 40 Acid formic 50 % 40 Solutie de soda caustica 30 % 60 Acetona grad tehnic 40 Etanol 96 % 60



4.3.1. Determinarea stabilităţii termice ( la oxidare)

Evaluarea stabilităţii termice la oxidare a polietilenelor destinate ţevilor şi fitingurilor, se

face determinând temperatura sau timpul de inducţie a oxidării, în oxigen sau în aer,[88]. Pentru a împiedica degradarea polietilenelor din care sunt executate ţevile şi fitingurile în

timpul fuziunii este necesar să se încorporeze stabilizatori, care să confere acestor polietilene stabilitate termică.

Când se masoară stabilitatea termică a polietilenelor, prin determinarea timpului de inducţie a oxidării, la o temperatura de 200ºC sau 210ºC, se identifică două niveluri diferite de stabilitate, care se datorează utilizării a două sisteme de stabilizatori diferiţi, aşa cum se prezintă în fig.4.17.

Fig.4.17. Oxidărea în cazul a două sisteme de stabilizatori, [88].

Metoda constă în măsurarea timpului în care antioxidantul conţinut în epruveta de

încercat , împiedică oxidarea atunci când aceasta epruvetă este menţinută în condiţii izoterme, la 200ºC sau 210ºC, într-un flux de oxigen. Avansarea oxidării se analizează prin măsurarea diferenţei de temperatură între epruvetă şi camerele de referinţă ale unui analizor termic şi înregistrarea acestei diferenţe în raport cu timpul scurs, determinându-se astfel stabilitatea termică.

Punctul de topire al materialului polimeric este dat de intersecţia prelungirii liniei de bază, cu prelungirea tangentei la prima pantă a endotermei.

Compus A

Compus B

2 2,1

2,2

)(1000 1−KT

Loga

ritm

ul

timpu

lui d

e in

ducţ

ie a

l oxi

dării



Fig. 4.18. Curba de etalonare tipică, [88] Stabilitatea termică a epruvetei, conform fig.4.19., este timpul exprimat în minute, care se

scurge între iniţierea alimentării cu oxigen şi punctul de intersecţie a prelungirii liniei de bază cu prelungirea tangentei, trasată la exotermă în punctul în care curba prezintă o pantă maximă.

Fig.4.19. Curba de stabilitate termică la oxidarea tipică a polietilenei, [88]. 4.3.2. Încercarea de fluaj la tracţiune în medii apoase pe epruvete cu crestătură pe

contur

Încercarea de fluaj pe epruvete cu crestatură NCT (notch creep test) face obiectul standardului EN 12814-3:2000, [55]. Se pot utiliza epruvete crestate pe contur sau cu două crestături opuse.

a.) Creşterea lentă a fisurii în materialul de bază poate fi determinată cu ajutorul unei încercări de fluaj la tracţiune pe o epruvetă crestată de jur împrejur FNCT (full notch creep test).

Tensiunea aplicată trebuie să fie capabilă să declanşeze o ruptură fragilă. Epruvetele au geometria prezentată în fig.4.20.

Timp de inductie a oxidării

Timp

ΔT

O2 N2

Punct de topire

Temperatura,T

ΔT



Fig.4.20. Epruvete FNCT : a) decupată din placă; b) decupată din grosimea de perete a ţevii,[55].

Epruvetele sunt prelucrate la temperatura ambiantă de 23ºC, iar crestăturile sunt

adâncite cu ajutorul unei lame de ras. Ele se montează fără tensiuni de torsiune sau încovoiere, se scufundă în mediu de apă deionizată care conţine 2% fenil-glicol-eter cu 10 molecule de etilen-oxid şi se supun la tracţiune. La temperatura de 80ºC tensiunea de solicitare pentru polietilenă este de 4MPa, iar durata până la rupere este de 500h.

b.) Încercarea de fluaj pe epruvete cu două crestături opuse 2NCT (double notch creep test). Epruvetele au dimensiunile de bază 10mm x1,7mm şi sunt crestate pe laturile mai scurte conform fig.4.20.

c.) Verificarea îmbinarilor cu mufe electrosudabile se efectuează după cum este redat în cap. 4.4.5.6 fig. 4.63, fig. 4.65, fig. 4.66, fig. 4.68, fig. 4.69.

d.) Verificarea rezistenţei mecanice pentru îmbinările din polietilenă se face în situaţiile redate mai jos :

- sudarea cu mufe cu elemente încălzitoare se verifică la o temperatura de 80ºC cu o tensiune de 4 N/mm2; - sudarea cu mufă electrofuzibilă (spira de incălzire), se verifică la o temperatură de 80ºC cu o tensiune de 3 N/mm2, criteriul de acceptare este : nici un defect de deslipire în zona primei spire.

σ

c

a a)

b)

b

Legendă: a = 10mm, este grosimea epruvetei b = 10mm, este lăţimea epruvetei c - adâncimea crestăturii (17% din

grosimea epruvetei)

c

a

c

c

c

c

c

c



4.3.3. Încercarea la fisurare sub tensiune prin comprimarea unui inel, ESCR

Metodele de evaluare ESCR (environmental stress crack resistance test), pentru polimeri se pot împărţi în două grupe :

a. Încercări la deformaţie constantă;

a.1. Determinarea rezistenţei ţevilor din polietilenă la fisurare, la temperaturi ridicate, în prezenţa unui mediu, este reglementată de ISO 22088-3:2006,[108]. Metoda epruvetei curbate se recomandă pentru determinarea rezistenţei la fisurare în prezenţa gazelor şi lichidelor, pentru materiale plastice care prezintă o durată moderată de relaxare a tensiunilor. Modul de solicitare la încovoiere a epruvetei este prezentat în fig.4.21.

Fig. 4.21. Epruveta cu alungire determinată a fibrei exterioare, [108] În mod similar, deformarea la încovoiere se poate realiza pentru un ansamblu de mai multe epruvete, conform fig.4.22.

Fig.4.22. Exemplu de epruvete asamblate supuse la încovoiere, [108].

În general se determină : - alungirea de deteriorare;

- factorul relativ de alungire.

Legendă: P este epruvetă d – grosimea epruvetei; C – clemă F – şablon r- raza şablonului εx – alungirea nominală a epruvetei supuse tracţiunii



Proprietăţi semnificative şi criterii de deteriorare se prezintă în continuare în rezumat :

- calitatea suprafeţei : fisuri sau microfisuri ale muchiilor şi ale suprafeţelor, schimbarea culorii şi aspectului;

- tensiunea de rupere la tracţiune : 80% din valoarea obţinută pe o epruvetă netensionată şi neexpusă factorilor de mediu;

- încovoierea la sarcină maximă : 60% din valoarea obţinută pe o epruvetă netensionată şi neexpusă factorilor de mediu;

- alungirea procentuală la rupere : 50% din valoarea obţinută pe o epruvetă netensionată şi neexpusă factorilor de mediu;

- rezistenţa la şoc Charpy pe epruveta necrestată : 50% din valoarea obţinută pe o epruvetă netensionată şi neexpusă factorilor de mediu;

- rezistenţa la şoc de tracţiune : 50% din valoarea obţinută pe o epruvetă netensionată şi neexpusă factorilor de mediu.

a.2. Încercările la deformare constantă se pot executa pe echipamente relativ ieftine, însă cu timpul apare relaxarea solicitării. Încercarea foloseşte epruvete sub forma de fâşie solicitată la încovoiere aşa cum se prezintă în fig.4.23.

Fig.4.23. Aparatura pentru încercarea ESCR cu deformaţie constantă pentru epruvete-fâşie încovoiată. a.3. Pentru polietilene se pregătesc zece epruvete obţinute prin comprimare, crestate, curbate, aşezate într-un suport şi apoi scufundate într-un tub plin cu apă deionizată care conţine Igepal CA-630 cu concentraţia de 10%, la 50ºC menţinându-se 48h până când apar fisuri vizibile, [226]. Epruvetele au dimensiunile : 38 mm x13 mm x 2mm, (L x l x s), sunt crestate cu adâncimea crestăturii de 0,35 ± 0,05 mm, curbate la 180º şi aşezate într-un suport metalic cu secţiunea în U, aşa cum este prezentat în fig.4.24.



Fig.4.24. Epruvete curbate şi fisurate pentru ESCR cu deformaţie constantă : a) epruveta crestată; b) suport metalic; c) tub cu apă deionizată cu Igepal, concentraţie 10%, [226].

b. Încercari la solicitare constantă

b.1. Încercările la tracţiune sunt folosite pentru a măsura creşterea lentă a fisurii în polietilene. Metoda foloseşte epruvete cu o singură crestatură solicitate la tracţiune în aer sau într-un mediu corosiv, la diferite temperaturi. Aparatura folosită este prezentată în fig.4.25.

Fig.4.25. Aparatura folosită la încercările cu încărcare constantă

b.2. Pentru a determina rezistenţa la fisurare a ţevilor din polietilenă fisurate şi menţinute

într-un mediu corosiv, se pot folosi drept epruvete, eşantioane tip inele de ţeava PEHD100, SDR 11, Dn 355mm şi s=33mm, decupate perpendicular pe axă, cu lungimea mai mică de 15mm,cărora li se prelucrează o imperfecţiune controlată de tip fisură cu adâncime 20% din grosimea minimă a peretelui ţevii (s). Fiecare inel se prinde într-o menghină şi se turteşte cu o sarcină constantă, apoi se scufundă într-o baie de apă deionizată cu 25% Igepal CA-630, cu o temperatura de 50°C menţinându-se până când apar primele fisuri vizibile cu ochiul liber.

Caracteristicile mecanice ale inelului sunt alterate după aproximativ 200h iar durată până la cedare este în jur de 1400h.

Inelul decupat din ţeavă de polietilenă precrestat pe diametrul exterior, este turtit cu menghina din fig.4.26, cu o sarcină determinată, şi se măsoară timpul până când caracteristicile mecanice ale materialului încep să fie compromise măsurându-se în final durata până la ruperea definitivă a inelului.



Fig.4.26. Aparatura de încercare la ESCR pentru epruveta-inel din ţeavă

de polietilenă solicitată constant b.3. Un eşantion, tronson de ţeavă cu o imperfecţiune controlată şi bine localizată este

comprimat între două plăci paralele, care se cufundă în mediul de încercare,înregistrându-se timpul până la fisurare (crăpare). în fig.4.27., este prezentată aparatura de încercare.

Fig. 4.27. Metoda ESCR pentru eşantionul-inel de ţeava din PE.

4.3.4. Tenacitatea la rupere pentru starea plană de deformare şi viteza de eliberare a energiei de deformare Tenacitatea este proprietatea care descrie performanţa materialului care conţine o fisură, să reziste la rupere. Aceasta reprezintă una din cele mai importante proprietăţi ale fiecărui material pentru toate aplicaţiile posibile de proiectare. Metodele de încercare, cum ar fi ASTM D 5045, sunt concepute pentru a caracteriza tenacitatea materialelor plastice din punct de vedere al factorului critic de intensitate a tensiunii, KIC şi a energiei pe unitatea de suprafaţă a fisurii sau viteza de eliberare a energiei deformării critice, GIC , la iniţierea rupturii. Tenacitatea este expresia cantitativă a rezistenţei la rupere fragilă a materialului care conţine o fisură. O valoare mare a tenacităţii caracterizează o rupere ductilă a materialului, în timp ce ruperea cvasifragilă este caracteristică materialelor cu valoarea mai mică a tenacităţii. Tenacitatea este o expresie a necesarului de solicitare, necesar propagării defectului preexistent, proprietate foarte importantă deoarece, în timpul fabricării, prelucrării sau în



exploatare a ţevilor şi fitingurilor din materiale plastice, nu se pot evita în totalitate defectele de tipul cavităţilor, incluziunilor, defectelor de sudare, discontinuităţi sau combinaţii ale acestora. Specialiştii folosesc mecanica ruperii liniar elastice (liniar elastic facture mechanics, LEFM) pentru proiectarea componentelor critice, deoarece nu au certitudinea absenţei defectelor din material. Pentru determinarea tenacităţii în majoritatea materialelor se foloseşte factorul de intensitate a tensiunii (K), insoţit de indici, numere romane (I,II şi III), care caracterizează modurile de rupere posibile ale materialelor, prezentate în [143, cap. 6]. Modul I de rupere este cel mai frecvent întâlnit şi se produce într-un plan normal pe direcţia solicitării, caracterizat de factorul K sub forma relaţiei:

βπσ ⋅⋅⋅= aKI , (4.22) unde: IK este factorul de intensitate a tensiunilor (tenacitate) , (MPa⋅m1/2); σ - solicitarea aplicată, (MPa); a – lungimea fisurii, (mm); β - factor geometric , în funcţie de dimensiunile tipului de epruvetă

folosită.

a) Determinarea tenacităţii la rupere în condiţiile stării plane de deformare

Încercarea de tenacitate se face pe epruvete cu configuraţii de tipul cu o singură crestatură pe o latură sau solicitată (încovoiată) în trei puncte (single edge notch bend, SENB, sau three point bend) , aşa cum se prezintă în fig. 4.28. b). Semnificaţia elementelor din figura este: B este grosimea minimă care satisface condiţia, ca la vârful fisurii, energia deformării plastice să fie minimă (mm); W = (B÷2B), este lungimea totală a fisurii inclusiv zona de desfăşurare, cu

precrestare cu tot, (mm); F – este forţa la rupere a epruvetelor,(MPa);

A – lungimea prefisurii, (mm). Când tenacitatea unui material polimeric nu este cunoscută, epruveta care se va încerca se va decupa din toată grosimea produsului, sau se va prelucra tinând seama de tenacitatea anticipată. În situaţia când valoarea tenacităţii nu corespunde cerinţelor ecuatiei (4.22.), încercarea se va repeta pe o epruveta cu grosimea mai mare. Pentru calculul factorului, KIC, se respectă şi alte condiţii, (cum ar fi şi dimensiunile capetelor buzelor de forfecare); când cerinţele de încercare care trebuie să asigure o deformaţie plană ,(cum ar fi grosimea epruvetei), tenacitatea se notează cu , KC. În situaţia când valoarea energiei eliberată datorită deformării plastice de la vârful fisurii, nu mai este de neglijat, pentru caracterizarea unui material polimeric se folosesc alţi parametri ai ruperii ca: integrala -J şi graficul - R,(cazul când procesul de fisurare lentă are un caracter stabil-cedarea ductilă şi nu situaţia unei fisurări rapide – cedare fragilă), care nu reflectă totuşi, adevăratele caracteristici ale materialului. b) Etapele solicitărilor plane şi de tranziţie

Când condiţiile stării plane de deformaţie nu există în toată configuraţia structurală a materialului şi se foloseşte în calculele de proiectare valoarea factorului , KIC, apare riscul creşterii greutăţii (exces de siguranţă) produsului şi implicit a creşterii costului produsului.



a) Epruveta de tip placă precomprimată (CT)

b) Epruveta crestata pe o singura latura (SENB)

Fig. 4.28. Geometria epruvetelor folosite la încercarea de tenacitate

Factorul KIC, (tenacitatea), este folosit pentru calculul lungimii critice a fisurii ,datorată solicitării aplicate pe piesa respectivă:

21

⋅⋅=

YKa IC

C σπ , (4.23)

unde: σ este solicitarea critică aplicată care provoacă ruperea,(MPa); KIC – deformaţia plană datorată tenacităţii,(MPa·m1/2); a - lungimea fisurii pentru prefisurarea externă sau internă a produsului din material polimeric(mm); Y – constanta de material care depinde de geometria epruvetei; (Y= β din expresia 4.26) .

De asemenea valoarea factorului critic de intensitate a tensiunilor, KIC, foloseşte la calculul tensiunii critice, când lungimea fisurii se evidenţiază în masa polimerică a componentului.



aY

KICC

⋅⋅≤

πσ , (4.24)

unde parametrii din expresie, au aceleasi semnificaţii ca mai sus.

c) Determinarea tenacităţii (KIC şi GIC), pentru o viteză de încărcare moderat ridicată (1m/s) Determinarea tenacităţii materialelor plastice fisurate ţinând cont de ruperea după modul I, cu o abordare prin mecanica ruperii liniar elastice (LEMF), la viteze de deplasare a punctelor de solicitare de până la 1m/s, face obiectul standardului ISO 17281:2002 [Plastics-Determination of fracture toughness (GIC şi KIC) at moderately high loading rates (1m/s)] . Metoda vine să completeze standardul ISO 13586, astfel încât să extindă aplicabilitatea sa şi la viteze de încărcare ceva mai mari. Principiile generale, metodele şi normele prevăzute în acest standard ISO 13586, rămân valabile şi pentru încercările la rupere cu viteze de solicitare scăzute sau moderat ridicate conform ISO 17281. Efectele dinamice care apar la viteze de solicitare (încărcare), mai ridicate depind de materialul încercat, de echipamentul folosit şi de geometria epruvetei folosite, astfel recomandările ISO 17281:2002, rămân valabile indiferent de condiţiile enumerate mai sus. Restricţiile privind linearitatea graficului, forţa în funcţie de deplasare, privind dimensiunile şi geometria epruvetei şi crestăturii (vârfului) acesteia , sunt valabile şi pentru ISO 13586.

4.4. Încercări pentru determinarea comportării ţevilor din polietilenă la propagarea fisurilor

4.4.1. Încercarea PENT (Pennsylvania notch test) Propunerea pentru o încercare accelerată pentru studiul comportării fisurilor apărute lângă zonele cu concentratori de tensiuni de forma cavităţilor, crestăturilor sau unor particole străine aparută în masa de polietilenă a ţevilor, a fost facută de N. Brown care acum este cunoscută ca încercarea PENT. Aceasta a fost dezvoltată şi folosită în ultimii aproximativ zece ani, în special în SUA şi mai puţin în Europa, unde era agreată încercarea FNCT (Full Notch Creep Test), tot o încercare accelerată. Încercarea accelerată PENT se efectuează în condiţii de temperatură ridicată, t = 80ºC şi pentru o încărcare/solicitare relativ redusă de 2,4MPa, pe epruvete cu crestatură foarte bine ascuţită (prefisurată) la vârf. În aceste condiţii PEHD va ceda într-o maniera cvasifragilă/fragilă, datorită creşterii lente a fisurii (SCG). Aceasta metodă permite urmărirea cineticii creşterii lente a fisurii şi estimează câţiva parametri relevanţi:

a) ti - timpul de iniţiere a creşterii lente a fisurii (SCG) ,(s); b) d(COD)/dt – viteza fenomenului SCG, (mm/s); c) tf - durata până la cedare (s).

Viteza de creştere lentă a fisurii, reprezintă panta părţii liniare a graficului dependenţei

deplasării deschiderii fisurii (crack opening displasement, COD) , în funcţie de timp, reprezentând rezultatele experimentale ale încercării.

Timpul de iniţiere a SCG şi viteza SCG, pot fi estimate într-o perioadă relativ scurtă de timp, comparativ cu durata până la cedare, astfel încât cei doi parametri pot face diferenţele între diferitele tipuri de PEHD, cu respectarea rezistenţei la SCG.



Cu ajutorul epruvetelor cu crestătură pe o singură parte (Single Edge Notch, SEN), solicitate la tracţiune, se poate determina dependenţa COD, în funcţie de timp, aşa cum se prezintă în graficul din fig.4.29.

Fig.4.29. Deplasarea deschiderii fisurii pentru epruvete SEN, în funcţie de timp. Epruvetele folosite la încercarea PENT, solicitate la tracţiune se pot decupa atât din plăci

oţinute prin compresiune cât şi din pereţii ţevilor din polietilenă, aşa cum se vede în fig.4.30. Prefisurarea se face cu viteza de 300μm/min, pentru a nu aduce modificări în valoarea duratei de cedare a epruvetelor de PEHD.

Fig.4.30. Epruvete executate din plăci comprimate şi din ţevi, după direcţia axială şi tangenţială respectând direcţia de extrudare a PEHD.

Încercarea PENT depinde de temperatură, valoarea solicitării, geometria epruvetelor şi de profilul ascuţit al crestăturii pe o latură a epruvetelor. Metoda mai permite determinarea factorului de intensitate a tensiunii, K, din epruvetă, precum şi determinarea modului de rupere (I,II şi III). În polietilene prezenţa zonei cu rezistenţa la creşterea lentă a fisurii, poate fi explicată printr-o relaţie experimentală între d(COD)/dt şi factorul de intensitate a tensiunii. Aceasta încercare pune în evidenţă zona cedării/ruperii cvasifragile/fragile, care influentează durata de exploatare şi respectiv durata până la distrugere pentru ţevile din polietilenă. Dacă temperatura creşte cu un grad, durata de viaţă este influenţată cu aproximativ 10-15%, în sens negativ. La o temperatură de încercare de peste, t = 90ºC şi o solicitare cu o valoare mai mare de 2,8MPa, durata de cedare/distrugere scade dramatic de peste 6 ori. Deplasarea de deschidere fisurii, (COD) pe perioada încercării PENT, se masoară cu un microscop optic cu rezoluţia de 2μm, la suprafaţa liberă a epruvetei.



Fig.4.31. Aşezarea schematică a componentelor din încercarea PENT. Bacurile de solicitare la tracţiune trebuie să fie coaxiale cu epruveta crestată pe o singură latură, pentru a nu se genera influenţe nedorite privind durata de rupere, cedarea fragilă şi geometria suprafeţei de rupere a ligamentului (datorită excentricităţii solicitării). Metoda încercării PENT, a făcut obiectul standardului ISO 16241:2005, încercarea la tracţiune a epruvetelor crestate, şi permite măsurarea rezistenţei la creşterea lentă a fisurii în ţevile şi fitingurile din polietilenă, [Notch tensile test to measure the resistance to slow crack growth of polyethylene materials for pipe and fiting products ,(PENT)] .

4.4.2. Încercarea FNCT (Full-notch creep test) Aceasta încercare s-a dezvoltat în ultimii doisprezece ani, folosită în mod special în Europa, fiind tot o încercare accelerată ca şi PENT . Este o încercare la solicitarea de tracţiune, la fluaj, pe epruvete din polietilenă crestate circumferenţial sau perimetral, imersate într-un mediu de lucru şi determină valoarea rezistenţei materialului la fisurare. Epruvetele pot fi prelucrate din polietilenă extrudată sau injectată, prin decupare din ţevi, fitinguri, mufe electrosudabile, suduri cap la cap, recipiente, pentru a studia efectele mediilor agresive şi a variaţiei temperaturii asupra rezistenţei materialului la fisurare, datorită solicitării la tracţiune. Defectele tip fisură au fost modelate prin precrestarea epruvetelor (prefisurare cu vârf foarte ascuţit). Încercările au confirmat următoarele:

- energia de activare a creşterii fisurii a avut valoarea în intervalul de valori cunoscute; - geometria crestăturii nu influenţează rezistenţa de rupere la fluaj iar mediul de lucru o face în măsură redusă.

Parametrii care au o influenţă remarcabilă sunt temperatura şi valoarea solicitării. Aceasta încercare a fost standardizată în ISO 16770:2004, care specifică metoda de determinare a rezistenţei la solicitarea de fisurare a polietilenelor, în prezenţa diferitelor medii de lucru, [Plastics—Determination of environmental stress cracking (ESCR) of polyethylene—Full-notch test (FNCT)]

Incinta de testare

Microscop optic cu rezoluţie 2µm

Epruveta încercată



4.4.3. Rezistenţa la propagarea rapidă a unei fisuri

Rezistenţa la propagarea rapidă a unei fisuri RCP (rapid crack propagation) în ţevile de polietilenă, depinde de următorii factori: diametrul ţevii, presiunea interioară de lucru, caracteristicile şi proprietăţile polietilenei precum şi de tehnologia de fabricaţie a ţevilor, [147].

Metodele de încercare pentru determinarea rezistenţei la propagarea rapidă a fisurii sunt descrise în SR EN 1555 ,[183], şi SR EN 13478, [190], şi anume:

- încercarea ţevilor la scara reală, (FST); - încercarea ţevilor la scara redusă , (S4) . Rezistenţa la propagarea rapidă a fisurilor în ţevile de polietilenă se studiază pentru

cazurile de cedare datorate solicitărilor mecanice rapide (şocuri). În anumite condiţii fisura în ţevile de polietilenă presurizate la interior se poate propaga pe lugimi mari cu viteze variind între (100 ÷300 ) m/s.

Cea mai lungă fisură s-a produs în Ungaria într-o ţeava de polietilenă, ea având mai mult de 700m, [198].

Standardul SR EN 13478, [190], reglementează modul de realizare a încercarii la FST pentru evaluarea rezistenţei la propagarea rapidă a fisurii prezentat în fig.4.32, [147]. Ea consta în iniţierea unei fisuri pe mai mult de 14m lungime, pe o ţeavăa solicitată la presiune hidrostatică acoperită cu pietriş şi legată la un rezervor cu gaze pentru a se simula reţeaua reală. O pană împinsă rapid de un piston cu acţiune pneumatică este utilizată pentru a iniţia fisura într-o zonă a ţevii răcită cu mixtură de dioxid de carbon solid cu alcool metilic.

Iniţierea fisurii se face pe o ţeavă extrudată de polietilenă, cu rezistenţă redusă. Repetarea experimentului la diferite niveluri de presiune, permite determinarea presiunii caracteristice, la o temperatură dată, peste care fisura se propagă pe mai mult de 90% din lungimea ţevii solicitate. În fig.4.32, se prezintă configurarea încercării FS conform ISO 13478. Este o încercare scumpă şi dureză foarte mult.

Fenomenul RCP apare de obicei în conducte atunci când se produc defecte ca urmare a loviturilor. RCP se produce în sistemele (ţevile) presurizate la interior care au inmagazinată suficientă energie care să conducă la propagarea fisurii mai rapid decât eliberarea energiei respective (evacuarea gazului sub presiune )

Fig.4.32. Ansamblul pentru încercarea FS, [147]

În cadrul încercării lungimea activă a ţevii este între 14m şi 16m, se răceşte la t = -60°C, după care se iniţiază fisura cu ajutorul penei metalice acţionată cu pistonul pneumatic, iar fisura se propagă tenace, aproximativ pe toata lungimea ţevii. Datorită sistemelor de securizare şi protecţie, de răcire precum şi a dimensiunilor de gabarit a întregii instalaţii, costurile sunt semnificative şi



atunci se preferă o încercare în condiţii relativ normale de securitate, de dimensiuni şi costuri reduse, aşa cum se prezintă în fig 4.33. Datorită dificultăţilor realizării încercării FS (lungimea mare a ţevilor încercate, sistemul de răcire relativ complicat şi periculos, geometria şantului în care se aşează ţeavă) a costurilor ridicate, şi a solicitărilor ridicate pentru aceste încercări, a fost propusă o încercare corespunzătoare condiţiilor de laborator, numită încercarea S4, unde propagarea fisurii a fost provocată pe o porţiune de ţeavă. Ca şi la încercarea FS, fisura din încercarea S4 este iniţiată cu o pană în ţeava racită, cu lungimea care trebuie să depăşească de 7 ori diametrul nominal al ţevii, după care se măsoară lugimea de propagare a fisurii. Şicanele interioare şi carcasa exterioară cu inele, impiedică dfecomprimarea rapidă a ţevii permitând fisurii să se propage. Propagarea este considerată completă, când lungimea ajunge la de 4,7 ori mai mare decât diametrul nominal al ţevii. Încercarea la scară redusă S4 se face cu dispozitivul din fig.4.33., şi este o încercare accelerată la scară redusă pentru determinarea propagării rapide a fisurii, folosind ţevi mai scurte, în conformitate cu detaliile din ISO 13477, [90].

Fig.4.33. Ansamblul pentru încercarea S4, [147]. a) percutor pană; b) dimensiunea segmentului de ţeavă etalon > 5Dn. 1.- pertutor pană; 2.- nicovală; 3.- ţeava de încercare; 4.- carcasă protecţie; 5. – şicane. Încercarea la scară redusă S4, conform ansamblului de încercare, înlocuieşte în

condiţii acceptabile încercarea FS. Principiul metodei este acelaşi, dimensiunile şi temperaturile sunt cu mult mai reduse. Odată provocată fisura cu ajutorul penei metalice şi a pistonului hidraulic, aceasta se propagă pe o lungime indicată în fig. 4.34. şi anume 4,7Dn.

În acord cu ISO 13477, presiunea critică a fost determinată numai la 0°C care reprezintă temperatura minimă acceptată în Europa, la o adâncime în sol de 1m. Graficul din fig.4.34 reprezintă un exemplu de curbe obţinute în Franţa, pentru două tipuri diferite de PE100 de pe piaţa franceză. Ele au două comportamente diferite asimilate rezistenţei la propagarea rapidă a fisurii.



Fig.4.34. Exemplu de deteminare a presiunii critice, [135].

Fisurile generate în ţevile extrudate din PE-A, nu ajung la valoarea raportului limită de

4,7, egal cu raportul lf / Dn ( lungimea fisurii/ diametrul nominal al ţevii de PE ), pe domeniul presiunii disponibile de încercare. Presiunea critică pentru PE-A este mai mare de 10 bar. Comportamentul lui PE-B este mai complex : presiunea critică este localizată în jur de 4,5 bar. În zona de 4,5 bar până la 8 bar, curba pastrează un platou ce reprezintă propagarea completă, apoi la valoarea de 8 bar scade, ajungând din nou în domeniul fără propagare, fenomen observat de fiecare dată şi explicat insuficient. În ambele cazuri presiunea obţinută este mai mare decât valoarea standard recomandată pentru presiunea maximă de exploatare de 8 bar (metoda 8 bar vs. 4 bar ), şi mai mare decât valoarea tipică obţinută pentru PE ( uzual în jur de 2 bar )

Presiunea critică de 10 bar conform fig.4.35., se obţine combinând rezultatele încercărilor FST şi S4 la temperatură constantă (în general 0°C) şi variind presiunea interioară. La presiune scazută, când nu este inmagazinată suficientă energie care să producă propagarea fisurii, imediat după iniţierea fisurii, propagarea acesteia este oprită (stopată). La presiuni mari, propagarea fisurii se produce pe toată lugimea epruvetei-ţeavă. Presiunea critică este dată de linia verticală din fig.4.35, care separă cele două moduri de comportare ale materialului ţevii. În acest caz presiunea critică este de 10 bar.

Fig.4.35. Lungimea fisurii în funcţie de valorile presiunii,

obţinută la temperatura de 0°C, [147].



Presiunea critică se obţine ducând verticala prin mijlocul dreptei ce uneşte cele două ramuri orizontale ale graficului în urma testelor S4, iar valoarea se poate corela cu cea obţinută în testele FS. Relaţia de legatura propusă este de forma :

PC,FS = 3,6 PC,S4+ 2,6 bar ( 4.25)

Standardele ISO 4437, [92], şi ASTM D 2513,[7], acceptă pentru dimensionare :

PC > 1,5 ⋅ MOP sau MOP = PC,FS / 1,5 ( 4.26) unde : PC este presiunea critică la încercarea FST,(bar); MOP – presiunea maximă de exploatare (maximum operating

pressure ),(bar). În acelaşi mod se obţine şi temperatura critică folosind ţevi presurizate la 5 bar şi variind

temperatura, dependeţă reprezentată în fig.4.36. La temperaturi ridicate propagarea fisurii este oprită, în timp ce la temperaturi scăzute aceasta se propagă pe toată lungimea.

Fig.4.36. Lungimea fisurii în funcţie de valorile diferite ale temperaturii

obţinute la presiunea interioară de 5 bar ,a ţevilor, [147]. Temperatura critică se obţine la intersecţia verticalei dusă prin mijlocul liniei care uneşte

ramurile graficului. În cazul prezentat, temperatura critică are valoarea de 2°C. Pentru diferite sorturi de polietilenă prezentate în tab.4.6. şi tab.4.7., sunt prezentate valorile critice ale presiunii şi temperaturii.

Tab.4.6. Diferenţele între polietilenele unimodale şi bimodale în funcţie de presiune

Material PE Presiune critica S4, la 0°C Presiune critica FS, la 0°C

PEMD unimodală 1 bar 6,2 bar PEMD bimodală 10 bar 38,6 bar PEHD unimodală 2 bar 9,8 bar PEHD bimodală ( PE100+ ) 12 bar 45,8 bar

Tab.4.7. Temperaturile critice corespuzatoare diferitelor sorturi de polietilene

Material PE Temperatura critica ( TC ), la 5 bar PEMD unimodală 15°C PEMD bimodală - 2°C PEHD unimodală 9°C PEHD bimodala ( PE100+ ) - 17°C



Rezistenţa la propagarea rapidă a fisurii pentru PE100 este mai mare faţă de PE 80 deoarece fisura iniţială în ţeavă de PE 80 se propagă pe toată lugimea ei, în timp ce la ţeava de PE 100, aceasta se opreşte brusc. Aceasta încercare a fost realizată la 0°C şi la presiunea de 21 bar.

4.4.4. Încercarea de determinare a propagării lente a fisurii într-o ţeavă creastată

Standardul SR EN ISO 13479:2010, [191], stabileşte metoda de încercare pentru determinarea rezistenţei la propagarea lentă a fisurii în ţevile din materiale plastice, la încercarea la presiune hidrostatică a unei ţevi cu crestături longitudinale pe suprafaţă exterioară, exprimată în unităţi de timp până la rupere. Metoda se aplică ţevilor cu grosimea peretelui mai mare de 5 mm.

Porţiuni de ţeavă cu patru crestături practicate logitudinal pe suprafaţa exterioară, sunt supuse încercării la presiune hidrostatică interioară, constantă în timp, imersate într-un recipient cu apă la temperatura de 80°C şi se înregistrează timpul până la rupere. În fig.4.37, se prezintă modul de realizare a epruvetelor necesare încercării, iar în fig.4.38. şi fig.4.39. se explică modul de realizare şi măsurare a crestăturilor.

Fig.4.37. Epruveta de ţeavă din PE, [191].

Fig.4.38. Procedeu de realizare a crestăturilor, [191].



Fig.4.39. Geometria crestăturii, [191]. Adâncimea crestăturii N exprimată în mm se calculează cu relaţia :

( )( ) LLddN emem 866,05,0 22 +−−= ( 4.27)

unde : L este lăţimea suprafeţei prelucrate a crestăturii, (mm); dem – diametrul exterior mediu măsurat al ţevii, (mm). Valorile presiunii de încercare sunt calculate din condiţia realizării valorilor tensiunilor

circumferenţiale nominale ale ţevii de 4,0MPa pentru materialul PE 80 sau de 4,6MPa pentru materialul PE100 cu relaţia:

Sp σ10= sau ( )1

20−

=SDR

p σ ( 4.28)

unde : p este presiunea de încercare, ( bar ); σ – tensiunea circumferenţială, (MPa); S – seria ţevii, conform ISO 4065/1995;

SDR – raportul dimensiunilor standard.

Duratele minime de rupere a epruvetelor crestate sunt prezentate în tab 4.8.

Tab.4.8. Timpii minimi de rupere Tipul de material Timpul minim de rupere, (h) PE80 (RMN 8 ) PE 100(RMN 10 )

165 195

RMN – rezistenţa minimă necesară, (MPa)

Rezultatele acestei încercări se pot transpune sub forma diagramelor de mai jos cu ajutorul cărora se poate estima durată de exploatare în siguranţă a conductelor de polietilenă. [212].



Fig.4.40. Diagrame pentru estimarea duratei de exploatare în siguranţă a conductelor de PE, [212]. 4.4.5. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor Calculele de durabilitate a conductelor din polietilenă utilizează o serie de caracteristici

mecanice ale materialului determinate atât pe epruvete cât şi pe piese reale, în condiţii de încercare specifice, care să furnizeze informaţii privind condiţiile iniţierii şi propagării fisurilor, dezvoltate la defecte de material.

În scopul accelerării încercărilor experimentale în afara creşterii temperaturii sau utilizării unor medii care să favorizeze fisurarea sub tensiune, s-au propus încercări la solicitări variabile (oboseală), [148].

In literatura de specialitate s-a confirmat faptul că evaluarea performanţelor şi clasificarea ţevilor din polietilenă pe baza rezistenţei la propagarea lentă a fisurii determinată prin încercarea la oboseală este similară cu cea bazată pe rezultatele obţinute prin încercarea la fluaj, la temperatură înaltă, dar încercările la oboseală au o durată de trei ori mai mică.

Încercarea la oboseală (la temperatura ambiantă) reproduce mecanismul de creştere a fisurii în trepte, observat la ruperile conductelor în exploatare şi care totodată evită posibilele efecte de recoacere inerente la efectuarea încercărilor la temperatură ridicată.

Pentru determinarea experimentală a caracteristicilor specifice de material, microdefectele materialului sunt simulate prin prelucrarea mecanică a unei crestături într-o epruvetă cu formă şi dimensiuni determinate. Prin solicitarea epruvetei se determină viteza de propagare a fisurii şi condiţiile de rupere, propagarea instabilă corespunzatoare atingerii dimensiunii critice a fisurii.

Deoarece mecanica ruperii oferă avantajul determinării experimentale a condiţiilor ce conduc la propagarea instabilă a fisurii, independent de forma epruvetei, pe plan mondial s-au propus diferite tipuri de epruvete şi condiţii de solicitare pentru determinarea caracteristicilor de material specifice mecanicii ruperii.

4.4.5.1. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor utilizând

epruvete tip CT Pornind de la observaţia ca valoarea coeficientului de asimetrie a ciclului R=1 corespunde

solicitării statice, echivalentă solicitării la fluaj, în lucrările [145÷150], s-a propus cercetarea comportării simultane la oboseală şi fluaj prin încercări la solicitări variabile cu diferite valori ale coeficientului de asimetrie a ciclului R, cu determinarea vitezei de creştere a fisurii. Prin descreşterea sistematică a componentei dinamice a solicitărilor la oboseală, variind coeficientul de asimetrie al ciclului de la valoarea R=0,1 la R=1 (fluaj-solicitare statică), se realizează



extrapolarea durabilităţilor obţinute în cazul încercărilor la oboseală, de scurtă durată, obtinându-se durabilitatea în cazul fluajului-solicitare statică.

Câmpul de tensiuni de la frontul fisurii este evidenţiat prin factorul de intensitate a tensiunilor, K, a carei expresie ia în consideraţie atât nivelul tensiunii exterioare în zona de amplasare a fisurii, cât şi lungimea fisurii, a, precum şi un factor geometric, conform expresiei:

YaK I ⋅⋅= πσ (4.29)

unde : KI este factorul de intensitate a tensiunilor pentru modul I, de propagare prin deschidere a fisurii, (MPa⋅m1/2);

σ – tensiunea în zona de amplasare a fisurii, (MPa); a – lungimea fisurii, (mm); Y – factor geometric. Literatura de specialitate oferă numeroase expresii pentru factorul de intensitate a

tensiunilor, pentru diferite geometrii ale fisurilor şi cazuri de solicitare. Utilizând epruvete de tip CT prelevate din corpul unei ţevi din polietilenă de medie şi

înaltă densitate, supuse unor solicitări variabile cu coeficientul de asimetrie al ciclului cuprins între 0,1 şi 0,6, autorii cercetărilor au evidenţiat dependenţa dintre viteza de creştere a fisurilor, da/dt şi factorul de intensitate a tensiunilor de forma,[148] :

( ) 5,04max, 1 −+⋅= RKB

dtda

I (4.30)

unde : R = Fmin / Fmax, este coeficientul de asimetrie al ciclului; KI – factorul de intensitate a tensiunilor, (MPa⋅m1/2);

a – lungimea fisurii, (mm); t – timp, (s); B – constantă. Încercările s-au efectuat la diferite temperaturi, evidenţiindu-se pentru toate temperaturile,

că dependenţa dintre viteza de creştere a fisurii şi variaţia factorului de intensitate a tensiunilor verifică relaţia lui Paris, aşa cum se vede în fig.4.41. [147]

Δ KI , MPa(m)1/2

Fig. 4.41. Influenţa temperaturii asupra dependenţei dintre propagarea fisurii şi amplitudinea factorului de intensitate a tensiunilor, în reprezentările relaţiei lui Paris pentru : R = 0,1 ; şi T = 21 , 45 , 60 , 70 , 80 °C.



4.4.5.2. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor utilizând

epruvete cilindrice crestate Cercetările au avut ca obiectiv analiza cineticii şi mecanismului de propagare a fisurilor,

utilizând epruvete cilindrice crestate circumferenţial. Pentru accelerarea procesului de rupere, încercările s-au efectuat la temperatura de 80°C. [59]

Metoda de încercare la solicitarea variabilă de tracţiune uniaxială, a fost adoptată pentru a masură lungimea fisurii şi viteza de propagare a ei în timpul solicitării la oboseală.

Epruveta este o bară cilindrică crestată circumferenţial CRB (cracked round bar) prelucrată din plăci de PE, cu geometria prezentată în fig.4.42., [148] .

Fig.4.42. Epruvetă tip CRB folosită în încercările de oboseală Încercările la oboseală au fost efectuate cu o frecvenţă de f=1 Hz, la o temperatură de T=

80°C şi cu un raport R = Fmin / F max = 0,1. Solicitarea netă în secţiunea efectivă este data de relaţia :

2/4 dF πσ = (4.31)

unde : σ este tensiunea care variează între σ max şi σ min la fiecare ciclu de

oboseală ( R = 0,1 ); F – forţa de tracţiune pentru solicitarea variabilă la oboseală; d = d0 diametrul de la vârful crestăturii. S-au preferat epruvetele CRB faţă de epruvetele CT pentru urmatoarele motive : - geometria foarte simplă şi prelucrarea cu ajutorul unei tehnologii simple; - prefisurarea a fost executată lent, fapt favorabil pentru iniţierea optimă a fisurii; - profilul fisurii poate fi monitorizat pe toată durata încercării, fără probleme legate de concavitatea care ascunde vârful momentan al fisurii; - în ligamentul secţiunii se realizează starea plană de deformare.

Factorul de intensitate a tensiunilor,K, pentru epruvetă CRB, în ipoteza comportării linear

elastice a materialului, are expresia (4.32.), în care factorul geometric adimensional Y, are expresia, (4.33.) ,[54] :

),()( 2/1 DaYaK ⋅⋅= ∑ πσ (4.32)



unde : 2/1)(∑ ⋅ aπσ este volumul solicitărilor din jurul vârfului fisurii,(MPa⋅m1/2) ; ),( DaY - factor geometric adimensional cu expresia de mai jos:

[ ] 2/320

40

30

200

0)/(21

)/(85,5)/(244,10)/(344,7)/(08,3121.1),(Da

DaDaDaDaDaY−

+−+−= (4.33)

Încercările la oboseală s-au efectuat în două variante :

• încercări cu amplitudinea forţei ΔF controlată; • încercări cu amplitudinea factorului de intensitate a tensiunilor ΔK, controlată.

La încercările cu amplitudinea forţei controlată s-au obţinut vitezele de propagare a fisurii prezentate în fig. 4.43. (lungimea fisurii în funcţie de numărul de cicluri, pentru diferite valori ale solicitării maxime). La încercările cu amplitudinea factorului de intensitate a tensiunilor controlată, s-au obţinut vitezele de propagare a fisurilor prezentate în fig. 4.44. Suprapunând rezultatele ambelor încercări în aceeaşi diagramă, se obţine dependenţă dintre viteza de propagare a fisurilor şi variaţia factorului de intensitate a tensiunilor prezentată în fig. 4.45. Se constată că cinetica propagării fisurilor la oboseală respectă relaţia lui Paris, având coeficienţii :

,101,7 82.33 KdNda

∆⋅⋅= − mm/ciclu. (4.34)

Rezultatul este în bună concordanţa cu datele din literatura, care prezintă pentru exponent o valoare de cca. 4.

Fig.4.43. Influenţa tensiunii maxime iniţiale asupra vitezei de propagare a fisurii, la încercările cu amplitudinea forţei controlată.

ΔF controlată



Numărul de cicluri(N)

Fig.4.44. Influenţa intensităţii solicitării K asupra vitezei de propagare a fisurii.

Fig.4.45. Reprezentarea grafică a propagării stabile a fisurii la încercarea la oboseală cu valori

ΔFconstante ( simbolurile deschise ) şi cu valori ΔK constante ( simbolurile pline )

4.4.5.3. Încercări pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor pentru diferite viteze de solicitare şi diferite temperaturi

Încercările au avut ca scop studierea propagării fisurilor în modul I, utilizând două tipuri de epruvete, utilizate uzual în mecanica ruperii materialelor :

- epruveta DCB (double cantilever beam ); - epruveta SEMB (single edge notched bend specimen), epruveta cu crestatură

solicitată la încovoiere.

Amplitudinea ΔK controlată



Forma şi dimensiunile epruvetelor sunt prezentate în tab. 4.9. şi în fig. 4.46. şi 4.47. [3]

Tab.4.9. Dimensiunile epruvetelor de tip DCB şi SENB DCB SENB

2h 45mm w 20mm l 165mm li 88mm a 60mm a 10mm B 10mm B 10mm Ø 7,5mm l2 80mm C 90mm

Fig.4.46 Epruveta DCB

Fig.4.47 Epruveta SENB

Epruvetele folosite au fost prelucrate din plăci, confecţionate din două sorturi care diferă prin gradul de cristalinitate, obţinute prin compresiune din granule de polibutenă . Încercările s-au efectuat pentru temperaturi de 23°C, 50°C, 70°C şi 90ºC şi viteze de solicitare la 1,10 mm/min şi 100 mm/min înregistrându-se simultan timpul, deplasarea bacurilor şi valoarea forţei. În fig. 4.48. se prezintă spre exemplificare rezultatele obţinute pentru epruveta SEMB la temperatura de 23ºC şi viteza de solicitare de 1 mm/min. Se observă că PB2 este mai tenace decat PB1.



Fig.4.48. Creşterea fisurii funcţie de forţa de tracţiune la t = 23ºC, v = 1mm/min.

Gc – energia eliberată pe unitatea de suprafaţa în mecanica ruperii după modul I . Dependenţa lui KI şi a dimensiunii fisurii de variabila t este prezentată în fig.4.49.

Fig.4.49. Evolutia lui KI şi a lui a, pe durata încercării, la t = 23ºC şi v = 10mm/min. Factorul de intensitate a tensiunilor, K se menţine la valori aproape constante, motiv pentru care s-a luat în considerare o valoare medie a acestuia, iar creşterea discontinuă a fisurii a fost exprimată printr-o valoare medie. Reprezentarea în coordonate dublu logaritmice a rezultatelor obţinute pe epruvete DCB la temperatura ambiantă, (fig.4.50), evidenţiază o dependenţă liniară între factorul de intensitate a tensiunilor şi viteza de propagare a fisurilor, confirmând o corelaţie exponenţială între acestea de tipul relaţiei lui Paris. De asemenea, se observă că PB2, care a manifestat o rezistenţă superioară lui PB1 la iniţierea fisurii, prezintă şi o rezistenţă superioară la propagarea fisurii.

mediu

medie

Deplasare (mm)

Forta

(N)

timp (s)

iniţiere

iniţiere



Fig.4.50. Evoluţia lui K în funcţie de viteza de solicitare, pentru încercările efectuate la 23ºC pe epruveta DCB.

Pentru trasarea curbei logaritmice a evoluţiei lui K , în funcţie de viteza de solicitare, (extrapolarea câmpurilor de valori mici ale lui K) s-au efectuat probe de rupere cu cele două tipuri de epruvete din PB la temperaturi superioare celei ambiante, şi anume la 50 ºC,70 ºC şi 90ºC, iar rezultatele sunt prezentate în graficele din fig. 4.51. Aceste date permit evaluarea duratei de viaţă utilă a conductei în exploatare.

Fig.4.51. Dependenţa lui K de viteza de solicitare pe cele

două tipuri de epruvete la temperaturi diferite. Pentru a obţine un grafic rezultant , principal, la o temperatura de referinţă s-a apelat la o schemă de reducere a datelor (în funcţie de echivalenţa curbelor timp–temperatură), translatând curbele obţinute la diferite temperaturi. În acest mod s-a putut obţine un grafic, prezentat în fig.4.52., extins la 10 valori ale vitezei de creştere a fisurii, cu o bună suprapunere a valorilor.

PB1 PB2



Fig.4.52. Curba logaritmică a evoluţiei lui K, în funcţie de viteza de solicitare da/dt la t=23ºC. Graficul inserat în dreapta jos, s-a realizat prin extrapolare şi verifică ecuaţia lui Arrhenius.

Creşterea fisurii a, este aproape liniară într-un grafic de tip Arrhenius, aşa cum este prezentat în aceiaşi fig.4.52. Modelul folosit implică extrapolarea datelor experimentale pentru valorile inferioare ale lui K, lucru posibil pe ramura curbei corespunzătoare temperaturii înalte, de 90ºC, unde valorile vitezei a , calculate la începutul propagării fisurii, sunt de ordinul a 10-10 mm/s, superioare ca ordin de mărime a valorilor calculate anterior. Astfel evaluarea duratei de viaţă utilă în exploatarea conductei a fost posibilă cu ajutorul datelor experimentale prezentate în fig.4.53.

Fig.4.53. Comparaţie între datele experimentale obţinute cu probele pe conducte

şi previziunile modelului obţinut pe baza datelor (graficelor), din fig.4.52.

model

Timp(h)

Sol

icita

re



4.4.5.4. Evaluarea comportării de durată a ţevilor din PE, prin analiza creşterii fisurii la oboseală, pe epruvete tip bara precrestată.

Utilizând mecanica ruperii şi folosind epruvetele tip bară rotundă precrestată CRB (cracked round bar), încercate la oboseală s-a observat ca în modul de cedare fragilă sunt prezente suprafeţele fibrilizate tipice rupturii, precum şi faptul că timpul de cedare este dependent de viteza de creştere lente a fisurii, [151].

Rezistenţa la creşterea lentă a fisurii pentru t=80ºC, implică deosebiri considerabile în comportamentul materialelor polimerice, deşi comportamentul acestora este asemănător la t=23ºC.

Stabilirea comportării de durată a sistemelor de ţevi din PE, este influenţată de iniţierea fisurii, urmată de creşterea acesteia la fluaj (creep crack growth - CCG), mecanismul cel mai important de cedare pe termen lung, precum şi de creşterea lentă a fisurii (slow crack growth - SCG).

În industrie şi în activitatea de cercetare se foloseşte încercarea CCG, care evaluează durabilitatea ţevilor din PE, cu ajutorul încercărilor FNCT, PENT, NPT şi încercarea CON, ale căror rezultate sunt interpretate cu LEFM. Creşterea fisurii este influenţată de parametrii structurii moleculare, care sunt:

• masa molară medie; • distribuţia masei molare; • tipul ramificaţiilor scurte de lanţ, (short-chain branching-SCB); • distribuţia SCB-urilor.

Folosind încercări ciclice, creşterea fisurii la oboseală FCG este de două ori mai rapidă decât în cazul CCG, fapt ce conduce la clasificări similare ale materialelor polimerice în ambele cazuri. Rezultatele experimentelor, FCG extrapolate conduc la calculul duratei de viaţă a sistemelor de ţevi, similare predicţionărilor CCG.

Cercetările s-au efectuat pe ţevi din PEHD cu rezistenţa la tracţiune minim garantată (minimum required strenght - MRS), de 8MPa (PE80), 10MPa (PE100) şi pe polietilenă de tipul PEX-G.

Pentru probe s-au folosit plăci cu grosimi de 10 mm şi 15 mm, din PE80 şi PE100 realizate prin compresie, (compact tension specimen - CT) şi ţeavă Dn160×13,8 mm din PEX-G. Epruvetele FNCT, (L×l×h), (100×10×10)mm, au fost frezate din plăci, apoi au fost precrestate şi prefisurate prin presare cu lame de ras, până la o adâncime de 1,6mm pe fiecare faţă a epruvetei. Epruvetele CRB, L×D (100×14) mm au fost prelucrate atât din plăci comprimate cât şi din eşantioane decupate din peretele de ţeavă, apoi s-au precrestat şi prefisurat cu lame de ras până la o adancime de 1,5mm.

Încercarea FNCT se execută cu o încărcare constantă la tracţiune, în conformitate cu ISO 16770:2004, [86], se măsoară durata până la cedare a epruvetelor cu suprafeţele expuse în mediu de apă deionizată care conţine Arkopal N110 cu concentraţia de 2%, la temperatura de 80ºC, aşa cum este prezentată în fig. 4.54. Drept rezultate ale încercării s-au putut calcula aria exactă a ligamentului fiecarei epruvete şi valorile solicitării ,σy, aferente ariilor ligamentelor. Durata până la cedare, tf, s-a înregistrat pentru diferite niveluri de solicitare, iar rezultatele s-au evidenţiat într-un grafic cu scări logaritmice.



Fig.4.54. Epruveta (100×10×10)mm, folosită la încercarea FNCT.

De asemenea, epruvete de tip CRB s-au utilizat pentru încercări la oboseală folosind o

maşină de încercare servo-hidraulică, cu o încărcare sinusoidală la frecvenţa f=5Hz şi cu coeficient de asimetrie R=0,1, prezentate în fig.4.55, [155,159 ] .

Fig.4.55 a) Epruveta CRB şi condiţiile de încărcare la oboseală;

b) Geometria şi dimensiunile epruvetei CRB.

Încercările s-au efectuat la temperaturile de 23ºC şi de 80ºC. Determinarea factorului de

intensitate a tensiunilor s-a efectuat cu relaţiile :

)/(2 rbfrab

bFK π

π∆

=∆ (4.35)

+

−

+

+=

432

731,0363,083

2115,0)/(

rb

rb

rb

rbrbf (4.36)

unde : ΔF este diferenţa dintre Fmax şi Fmin ,(N);

r – raza epruvetei, (mm); b – raza ligamentului remanent, (mm); a – lungimea fisurii, (mm).



Încercările au permis măsurarea lungimilor fisurilor şi a deplasării deschiderii fisurilor, (crack opening displacement - COD), iar rezultatele sunt prezentate în coordonate dublu logaritmice, din fig 4.56.

Încercarea FCG s-a efectuat pe epruvete din materiale PE80 şi PE100 cu caracteristicile

de material prezentate în tab. 4.10. S-a evidenţiat faptul că duratele până la rupere sunt mai mari pentru PE100 faţă de PE 80 (fig. 4.56).

Tab. 4.10. Caracteristici de material PE80 şi

PE100 Material Densitatea

ρ (g/cm2)

MRF (190°C/5kg) (g/10min.)

Mn (kg/mol)

Mw (kg/mol)

SCB (1/1000C)

E (N/mm2)

σy (N/mm2)

MRS (MPa)

PE80 0,955 0,50 16 290 4 1000 22 9,0 PE100 0,960 0,25 8 365 3,8 1100 25 10,8

unde: MFR este viteza de curgere a amestecului;

Mn – distribuţia masei molare; Mw – greutatea medie a masei moleculare;

SCB – numărul ramificaţiilor scurte de lanţ; E – modulul lui Young;

σy – limită de curgere; MRS – rezistenţa minimă cerută.

Fig.4.56. Încercările FCG pe epruvetele CRB din PE80 şi PE100

Tranziţia ductil-fragil pentru PE80 a fost în jurul valorii de ΔKI,0≈ 0,8MPa ⋅ m1/2 iar pentru

PE100 în jurul valorii de ΔKI,0≈ 0,95MPa ⋅ m1/2. Suprafeţele tipice rupturii pentru ambele moduri de cedare sunt prezentate în fig. 4.57.

Epruvetă CRB t=230C f=5Hz R= Fmin/Fmax=0,1

Cedare ductilă Cedare fragilă

ΔK

I,0 [M

Pa ⋅ m

1/2 ]



Fig.4.57. Suprafeţele rupturii pentru PE100 după încercarea la oboseală pe epruvete CRB (t=23°C, f=5Hz, R=0,1)

a) cedare ductilă ΔKI,0≈ 1,09MPa ⋅ m1/2; b) cedare fragilă cauzată de iniţierea şi propagarea fisurii la ΔKI,0≈ 0,61MPa ⋅ m1/2.

4.4.5.5. Influenţa parametrilor structurali asupra comportamentului la rupere al

PEHD Comportamentul la rupere al polietilenei este influenţat de parametrii structurali şi

morfologici, precum şi de condiţiile de fabricaţie. Cedarea fragilă pe termen lung, care apare la solicitări scăzute şi la temperatura camerei, limitează durata de viaţă a ţevilor din polietilenă folosite în distribuţia apei şi a gazelor naturale, [160].

Durata de viaţă a PEHD este influenţată de parametrii structurali şi morfologici din structura lanţului molecular şi anume :

- greutatea moleculară şi distribuţia acesteia; - numărul, tipul şi distribuţia ramificaţiilor scurte de lanţ molecular, (short-chain branching - SCB) şi ramificaţiile lungi de lanţ molecular; - tipul şi numărul legăturilor nesaturate ale lanţului molecular.

Greutatea moleculară şi distribuţia acesteia sunt estimate cu ajutorul analizelor cromatografice cu gel penetrant (gel permeation chromatography - GPC). Densitatea medie a ramificaţiilor lanţului poate fi estimată prin metoda calorimetrică, pe baza înregistrărilor cu scanare diferenţială (differential scanning calorimetry - DSC), folosind o procedură de segregare graduală izotermică (stepwise isothermal segregation - SIS). Structura lanţurilor moleculare polimerice influenţează comportamentul la rupere al PEHD, direct prin legăturile intercristaline, indirect prin morfologie. Tipul de rupere este determinat de structura şi morfologia PEHD, împreună cu condiţiile de exploatare şi solicitare (temperatura, viteza de creştere a fisurii şi mediu de solicitare).

La o solicitare relativ scazută, epruvetele din PEHD cedează la temperatura camerei într-un mod tenace, după o perioadă relativ lungă de timp. Modelul de cedare tenace se numeşte „cedare fragilă pe termen lung”.

În ultimii ani folosind principiile mecanicii ruperii, au fost dezvoltate câteva încercări accelerate pentru determinarea cedării pe termen lung :

1. Încercarea epruvetei din polietilenă cu crestătură în V, (Pennsylvania notch test - PENT), dezvoltată de Brown, a produs acelaşi tip de ruptură fragilă după timp îndelungat de exploatare, comparabilă cu fisura şi ruptura care apare în ţevi;

2. Încercările care utilizează mecanica ruperii şi folosesc drept epruvete de încercare, eşantioane din ţeavă sunt :

2.1. Încercarea ţevii crestate (notched pipe test - NPT); 2.2. Încercarea la scară naturală (full scale test - FST).



Încercările PENT împreună cu încercările referitoare la structura polimerului sunt folosite la determinarea corelaţiei dintre parametrii ruperii şi parametrii de structură, iar prin extrapolare se poate realiza un model de evaluare a calitaţii ţevilor, referitor la comportarea acestora în exploatare, pentru o perioadă de timp garantată de minim 50 de ani.

Cu ajutorul procedurilor SIS/DSC s-au analizat un număr mare de epruvete de forma şi având dimensiunile din fig. 4.58. b), obţinute prin prelucrari mecanice din peretele exterior al ţevilor cu Dn 40mm până la Dn 225mm, (prelucrate prin extrudare), a patru amestecuri de PEHD standard, cu patru densităţi medii diferite ale ramificaţiilor scurte de lanţ (SCB =1,2; 2,2; 3,2; 4,9). Din plăci modelate prin presare, din cele patru amestecuri PEHD standard, analizate SIS/DSC, cu dimensiunile L×l×h , (130×130×10)mm, au fost prelucrate epruvete de forma din fig. 4.58. a).

Pentru evaluarea „cedării fragile pe termen lung„ epruvetele au fost crestate pe o singură faţă SENT (single-edge-notched tension) şi solicitate la tracţiune.

Fig.4.58. Prezentarea schematică a epruvetelor fabricate din :

a) placă turnată; b) ţeavă.

Adâncimea crestăturii a fost aleasă pentru a minimiza timpul de cedare şi nu pentru a produce fluaj excesiv în ligamentul rezultat. Crestătura a fost adâncită prin presare cu o lamă de ras nouă, pe o latură a epruvetei, cu o viteza constantă de 330μm/min. Încercările PENT au fost efectuate la două temperaturi diferite, cu o solicitare constantă de 2MPa, iar rezultatele experimentale sunt prezentate în fig. 4.59.



Fig.4.59. Rezultatele încercărilor PENT pe ţevi.

Măsurarea deschiderii fisurilor epruvetelor decupate din eşantioane de ţevi solicitate la tracţiune, la două temperaturi diferite, permite extrapolarea duratei până la rupere, tf , şi pentru alte temperaturi. Pentru aceasta extrapolare s-a folosit o metodă bazată pe ecuaţia lui Arrhenius:

( )[ ]273

4+⋅⋅= TRQ

f eAt (4.37) unde : tf este durata până la rupere şi are valori cuprinse între: 4300 şi 34000 min; A4 – constanta care include efectul densitătii ramificaţiei; Q – energia de activare, (KJ/mol); T - temperatura, (K); R – constanta universală a gazelor cu valoarea de 8,314510 (J·K-1·mol-1). Temperatura de 40ºC a fost aleasă ca o temperatură de referinţă. Ecuaţia (4.36.) a fost utilizată pentru datele experimentale obţinute la t=80ºC şi t=60ºC. Dependenţa lui Q de durata până la rupere, tf , a fost aproximată cu ajutorul relaţiei:

fbteaQ −⋅= (4.38) Valoarea stabilită pentru Q a fost Q = 120 kjmol-1, iar valorile calculate ale parametrilor a

şi b au fost: a = 68,39 kjmol-1 şi b= 1,53×10-4min-1. Pentru estimarea dependenţei lui tf de A4, s-au folosit valorile lui Q şi tf , obţinute la

t=40ºC. Valorile lui Q şi A4 au fost introduse în ecuatia (4.40), iar prin extrapolarea rezultatelor s-au putut obtine valorile lui tf , la temperaturile de 0ºC, 20ºC, 40ºC, 60ºC, 80ºC, prezentate în fig.4.60. Durata de viaţă , tf, obţinută la 80ºC, este comparabilă cu cea obţinută în urma procesului de extrapolare.



Fig.4.60. Extrapolarea duratei până la rupere.

Epruvetele cu SCB<3,7, prezintă valori joase ale duratelor de rupere, în timp ce

epruvetele din grupa 4, care au SCB>3,7 au duratele până la rupere, în mod pronunţat, diferite, după cum se vede în fig.4.61.

Densitatea ramificaţiilor scurte de lanţ, SCB

Fig.4.61. Corelaţia între densitatea SCB-urilor şi durata până la rupere pentru polietilene.

4.4.5.6. Influenţa rezistenţei la creşterea lentă a fisurii asupra performanţelor pe termen lung, la îmbinările sudate ale ţevilor din polietilenă.

Comportamentul pe termen lung al îmbinărilor sudate este influenţat în bună masură de

tipul asamblării: - SRM – racordări cu mufă (suduri prin rezistenţă electrică a îmbinărilor

suprapuse cu manşon); - SRS – teuri de ramificaţie (suduri prin rezistenţă electrică a îmbinărilor tip şa-derivaţie); - SR – electrofuziune (suduri prin rezistenţă electrică); - SD – sudură cap la cap (sudură cu element încălzitor plan); - SP – îmbinări cu manşon (suduri cu element încălzitor profilat).



Fig.4.62. Fiting electrofuziune de tip, teu de ramificaţie (îmbinare tip şa-derivaţie)

Sudurile de tip SD şi SR, sunt caracterizate de rezistenţe foarte ridicate, care pot fi atribuite formării unor structuri comune a macromoleculelor din materialul pieselor care se sudează (co-cristalizare)

Cedarea la solicitarea dată de presiunea hidrostatică interioară a ţevilor sudate, este caracterizată de trei stadii, similare celor de la cedarea ţevilor solicitate în aceleasi condiţii, şi anume:

1) cedarea ductilă, care apare la solicitări mari; 2) cedarea cvasifragilă, care apare la solicitări mai reduse; 3) cedarea fragilă, care apare după un timp foarte mare la solicitări mici când se produce

o îmbatrânire chimică globală a polietilenei.

Îniţierea fisurii, propagarea şi creşterea ulterioară a acesteia influenţează pe termen lung îmbinările sudate.

Creşterea lentă a fisurii reprezintă mecanismul de rupere în sudurile de tipul SR. Fisurile iniţiale apar în zona solicitării maxime, respectiv în zona spirelor de încălzire, poziţionate cel mai aproape de capetele ţevii sau de capetele mufelor, şeilor, actionând ca o prefisurare, fig.4.63.

Fig.4.63. Cedarea într-o mufă sudată prin electrofuziune, produsă de iniţierea, propagarea şi creşterea

lentă a fisurii, care după o perioadă mare de timp duce la ruperea prin fluaj, datorată unei solicitări la presiune hidrostatică interioară cu t=80ºC.

Timpul de exploatare a unei mufe asamblate prin electrofuziune din PE, este dependent

de polietilena utilizată dar şi de geometria îmbinării. Ca urmare a corelării cu încercarea FNCT

Şa + teu de ramificaţie

Mufă de racordare



pentru PE, Hagger, [73], a dovedit ca pe termen lung comportamentul îmbinărilor de tip SR şi SD se îmbunătăţeşte cu mărirea rezistenţei la creşterea lentă a fisurii, în polietilena de bază, datorită geometriei crestăturii, cât şi datorită solicitărilor reziduale care apar în timpul sudării, influenţând durata de exploatare a îmbinărilor sudate.

Rezultatele încercărilor la rupere prin fluaj în cazul solicitărilor la tracţiune realizate pe fitinguri asamblate prin electrofuziune, au fost comparate cu rezultatele de la încercările la oboseală pe epruvete CRB.

a. Metode de încercare pentru SD-uri În cazul ţevilor din PE sudate cu element încălzitor, încercările pe termen scurt sunt

aplicate frecvent în scopul de a stabili parametrii sudării şi de a controla calificarea operatorilor. Pentru proiectarea tehnologiilor de sudare, comportamentul pe termen lung şi în special rezistenţa la creşterea lentă a fisurii este decisivă. Parametrii caracteristici importanţi sunt :

- durata totală până la ruperea la fluaj a îmbinărilor sudate şi factorul de sudabilitate, la solicitarea la tracţiune până la fluaj, fs. Factorul , fs, este stabilit prin raportul dintre solicitarea la rupere a epruvetei prelevată din zona sudată şi solicitarea la rupere a epruvetei prelevate din piesa de bază , de polietilenă, pentru aceiaşi durată până la ruperea la fluaj.

Fig.4.64. Reprezentarea schematică a încercărilor la tracţiune a SD-urilor.

Încercarea la tracţiune până la fluaj conform DVS 2203-2:1985, [50], este metoda de încercare preferată pentru stabilirea proprietăţilor pe termen lung al îmbinărilor sudate. Cu scopul de a reduce durata până la ruperea la fluaj, încercările au fost efectuate la temperaturi ridicate (80°C şi 95°C), în apa deionizată cu 2% Arkopal N 100, care influenţează suprafeţele de contact.

b. Metode de încercare pentru SR-uri

Încercările de rupere la fluaj a ţevilor solicitate la presiune hidrostatică internă reprezintă o metodă importantă de verificare a calitaţii fitingurilor electrosudabile. Totuşi ele se desfăşoară pe durate îndelungate, sunt costisitoare şi prezintă o împraştiere mare a valorilor măsurate. O posibilitate pentru controlarea calitativă a rezistenţei pe termen lung a îmbinărilor sudate, este metoda din DVS 2203-4:2001,[51], exemplificată în fig.4.65.



Fig.4.65. Prelucrarea normală pe planul de sudare a epruvetelor pentru încercarea la tracţiune până la rupere la

fluaj a SR-ului. a) materialul de bază al epruvetei; b) şi c) pregatirea epruvetei; d) solicitarea la tracţiune;e) solicitare la tracţiune în plan normal pe sudură.

Încercările efectuate la tracţiune sunt sensibile pe direcţia longitudinală. În acest caz fiecare SR poate fi încercat la tracţiune până la rupere la fluaj, pe epruvete obţinute prin tăiere din îmbinarea sudată, pe direcţie longitudinală, prezentată în fig. 4.66.

Fig.4.66. Reprezentarea schematică a epruvetei decupată logitudinal din mufa de electrofuziune, pentru

încercarea la tracţiune.

Epruvetele din SR, au fost supuse la încercări ciclice (oboseală) pentru a se reduce durata încercării.

c. Investigarea comportamentului la creşterea fisurii

În toata Europa centrală este răspândită încercarea FNCT, care are rolul de a caracteriza comportamentul la creşterea lentă a fisurii pentru PE. În cazul FNCT, încercările la tracţiune până la rupere la fluaj au fost efectuate la o temperatură ridicată (t = 80ºC) pe epruvete cu secţiune pătrată cu dimensiunile L×l×h, crestate perimetral. Precrestarea de o adâncime prestabilită şi este realizată mecanic apoi prefisurarea



din vârful precrestării este realizată cu o lamă de ras, prin presare pe toate cele patru laturi ale epruvetei. Pentru a grăbi creşterea fisurii şi a reduce durata încercării, epruvetele se imersează în soluţii de apă deionizată în amestec cu 2% Arkopal N 100. În FNCT durata de cedare la solicitări iniţial constante, se măsoară în corelaţie cu secţiunea redusă. În cele două cazuri s-au comparat duratele până la rupere la fluaj. Rezultatele de la încercarea FNCT corelează bine cu duratele de cedare fragilă ale ţevilor din PE, solicitate la presiune hidrostatică interioară, atâta timp cât iniţierea şi creşterea ulterioară a fisurii, sunt mecanisme similare de cedare. Încercările ciclice (la oboseală), reprezintă o altă posibilitate de caracterizare a comportamentului la creşterea fisurii în ţevi din PE. Ca urmare a încercărilor la oboseală creşterea lentă a fisurii este promovată chiar şi la tempetatura ambiantă, ea poate să apară şi la polietilenele moderne în una până la două zile, fără a folosi medii umede corozive de suprafaţă. Mecanisme similare de creştere a fisurii apar atât la încercarea dinamică-oboseală (încercări ciclice), cât şi la încercarea statică (presiune hidrostatică internă) . Epruvetele CRB , fig.4.67, la care duratele de cedare sunt determinate iniţial prin încercări diverse (tracţiune), se pot folosi şi pentru încercările la oboseală.

Fig.4.67. Dimensiunile epruvetelor CRB şi condiţiile de încercare la oboseală.

d. Rezultatele obţinute pentru încercările pe îmbinări sudate SR din polietilenă

S-a studiat influenţa rezistenţei la creşterea fisurii a două materiale PE100, faţă de comportamentul pe termen lung al fitingurilor SR. Încercările ciclice-oboseală, au fost efectuate pe epruvete CRB pentru diferite valori ale parametrilor: t, f, R.

Racordurile cu mufă de electrofiziune (SRM) şi racordurile ramificaţie de electrofuziune realizate din două polietilene PE100(PE-I şi PE-II) au fost sudate pe ţevi din PE100 SDR11 în fiecare caz.

Epruvetele au fost realizate prin tăiere pe direcţie longitudinală din SRM şi au fost supuse la încercări ciclice-oboseală aşa cum se prezintă în fig. 4.68.

Fig.4.68. Încercări ciclice (oboseală) pe epruvete care au fost prelucrate pe direcţie longitudinală din SRM.

Hassel SRL a îndepărtat 4 dopuri din fiecare şa - ramificaţie de electrofuziune, prezentate

în fig. 4.69., utilizând metoda DVS 2203-4 le-a supus la o încercare de tracţiune pe termen lung,



în plan normal pe suprafaţa sudurii, imersată în soluţie de apă deionizată cu Arkopal N 100 în concentraţie de 2%, pentru o valoare maximă a temperaturii şi pentru o valoare constantă KI.

Fig.4.69. a) Sudură SR; b) Ruperea dopurilor în zona spirei mufei.

Materialele PE100 (PE-I şi PE-II) cu proprietăţi diferite prezintă diferenţe semnificative în comportament la creşterea fisurii. Rezultatele încercărilor ciclice (oboseală) pe două materiale (nesudate) PE-I şi PE-II sunt prezentate în fig. 4.70. Deoarece între factorii de intensitate , ΔKI,0 , sunt diferenţe la începutul încercării, se specifică în mod expres valorile lui σ0. Epruvetele din cele două polietilene au prezentat cedări fragile, iar valorile obţinute se regăsesc pe linii paralele între ele într-o diagramă în coordonate dublu logaritmice.

Fig.4.70. Compararea rezistenţei la creşterea fisurii pentru PE 100 de tipurile PE-I şi PE-II

Duratele de cedare pentru PE-II sunt de 2,5 ori mai lungi faţă de cele ale lui PE-I, şi

corespunzător, rezistenţele sunt mai ridicate la creşterea lentă a fisurii. Epruvetele obţinute din îmbinări SRM şi din îmbinări SRS au cedat până la rupere datorită

creşterii lente a fisurii (SCG). În timpul încercărilor la oboseală pe SRM s-a observat uşor mecanismul de cedare, astfel

în zona centrală a SRM-ului fisurile iniţiale în zona de topitură (a spirelor electrice) se modifică şi

ΔK

I,0 [M

Pa ⋅ m

1/2 ]

σ 0 [M

Pa ]



cresc încet prin peretele racordului, mecanism similar cedării în timpul încercărilor la rupere prin tracţiune, datorită presiunii hidrostatice interioare. Încercarea este potrivită pentru estimarea comportamentului pe termen lung al SRM-ului.

Duratele de cedare rezultate din încercările ciclice (oboseală) pe epruvete din SRM şi din SRS sunt prezentate în tab. 4.11.

Tab.4.11. Rezultatele încercărilor ciclice pe epruvete decupate longitudinal din SRM şi rezultatele încercărilor la tracţiune până la ruperea la fluaj pe epruvete din SRS

Material Epruveta din SRM longitudinal

Epruveta din SRS

tf(h) Abatere standard

tf(h) Abatere standard

PE I 19 6 126 70 PE II 32 10 686 270

Valorile duratelor de cedare prin fluaj la tracţiune ale epruvetelor din PE-II decupate din

SRM sunt de 1,6 ori mai mari decât cele ale lui PE-I, în timp ce valorile duratelor de cedare ale epruvetelor din PE-II decupate din SRS, sunt de 5 ori mai mari decât cele ale lui PE-I. Rezultatele pot fi explicate prin diferenţa dintre temperaturile de încercare (23°C şi 80°C), deoarece creşterea fisurilor este influenţată atât de temperatură cât şi de materialul polimeric.

Rezistenţa la creşterea lentă a fisurii în polietilene influenţează durabilitatea îmbinărilor sudate.

4.4.5.7. Încercări pentru determinarea rezistenţei la presiune hidrostatică şi la

temperatură constantă

Încercare constă în solicitarea ţevii la presiune interioară cu determinarea duratei până la cedare, manifestată prin apariţia defectelor specifice până la distrugere (pierderea presiunii). Reprezentarea în coordonate dublu logaritmice a tensiunii circumferenţiale în funcţie de durată până la cedare, permite extrapolarea rezultatelor pentru o durată de viaţă dorită, necesară. Tensiunea circumferenţială corespunzătoare temperaturii şi duratei de viaţă dorite, este utilizată ca tensiune de proiectare, aplicându-i-se un coeficient de siguranţă. Standardul SR EN 921-AC [181], stabileşte metoda de determinare a rezistenţei ţevilor din materiale polimerice solicitate la o presiune interioară constantă cu mediu apă şi la o temperatura constantă. Standardul prezintă metoda de încercare care constă în a supune tronsoane de ţeavă de lungime determinată, unei presiuni interioare constante şi definite, pe o durată specificată sau până la ruperea epruvetei. Calculul presiunii de încercare se face cu relaţia:

,210min

min

edep

em −⋅

×= σ (5.39)

unde: p este presiune, (bar); σ – tensiune circumferenţială produsă de presiunea aplicată, (MPa); dem- diametrul exterior mediu măsurat al epruvetei, (mm); emin- grosimea minimă măsurată pe lungimea liberă a epruvetei,(mm).



Conform standardului ISO 1167-1:2006, [82], parametrii pentru determinarea rezistenţei la presiune interioară a polietilenei sunt prezentaţi în tab.4.12.

Tab.4.12. Parametrii pentru determinarea rezistenţei la presiune interioară

Temperatura de încercare

t (ºC)

Timpul de încercare τ (h)

Tensiunea circumferenţială aplicată, σ (MPa), pentru MRS de :

10 8 6,3 5 4 3,2

PE 100 PE 80 PE 63 PE 50 PE40 PE 32 20 100 12,4 9 8,0 7,5 7,0 6,5 80 165 5,5 4,6 3,5 2,8 2,5 2,0 80 1000 5,0 4,0 3.2 2,5 2,0 1,5

4.5. Evaluarea rezistenţei polietilenei de înaltă densitate în prezenţa defectelor.

În timpul fazei de refulare a procesului de sudare SD-BW , pot aparea defecte plane ce pot influenţa negativ calitatea îmbinării sudate, respectiv rezistenţa acesteia. Astfel se studiază comporterea la solicitări mecanice statice a unor epruvete prelevate din ţevi de PEHD, cărora li s-au practicat imperfecţiuni simulat, pentru stabilirea corelaţiilor dintre dimensiunile imperfecţiunilor şi rezistenţa materialului, având drept rezultat elaborarea unui sistem de evaluare a calităţii îmbinărilor sudate prin procedeul SD-BW.

Ipotezele care sunt acceptate în programul experimental şi de metodologia de evaluare a rezistenţei îmbinărilor cap la cap cu element încălzitor, sunt:

- materialul încercat este omogen şi izotrop; - în urma procesului de sudare după procedeul SD-BW, apar defecte plane de tip lipsa de topire care micşorează secţiunea îmbinării; - criteriul de acceptare pentru o îmbinare de tip SD-BW, este dat de DVS 2203-2,4, [50,51], sub forma relaţiei de mai jos:

(Rm)IS≥0,9·(Rm)MB (4.40)

unde : (Rm)IS este rezistenţa la rupere a îmbinării sudate; (Rm)MB – rezistenţa la rupere a materialului de bază. S-a urmarit caracterizarea caracteristicilor mecanice de referinta ale materialului de bază

(PEHD), modul de variatie al acestora în funcţie de condiţiile de solicitare de tipul : temperatura, viteza de solicitare, mediu.

Evaluarea influenţei imperfecţiunilor din îmbinările sudate se realizează prin simularea unor defecte prin prelucrări mecanice.



Fig.4.71. Geometria epruvetelor cu imperfecţiuni prestabilite,[137,138]. 1. Încercările mecanice ale materialului de bază (MB).

Epruvetele s-au extras din tronsoane de ţeavă PE100, SDR11, cu Dn 355mm, s=33mm şi lungimi diferite.

a) Încercările epruvetelor în condiţii controlate. - geometria epruvetelor: a=15,5mm (din jumătatea peretelui de la interior al ţevii, b=20mm)

- condiţii de încercare: v=50mm/min (vDB = viteza de deplasare a bacurilor), mediu aer, t=23ºC. b) Încercările epruvetelor la temperaturi care influenţeză rezistenţa mecanică a PEHD. - condiţii de încercare: v=50mm/min, mediu apă, t=(1÷ 50)ºC cu pasul de 5º C. - geometria epruvetelor se pastrează c) Încercarea epruvetelor pentru stabilirea influenţei vitezei de solicitare asupra

rezistenţei mecanice a PEHD. - condiţiile de încercare: v= (1,5,10,25,75,100,125,150) mm/mim,mediu aer, t=23ºC.

- geometria epruvetelor se pastrează.

2. Încercările mecanice pe epruvete din MB cu defecte simulate.

Defectele simulate prin prelucrari mecanice sunt de tipul: găuri, rizuri, crestături aşa cum se prezintă în fig.4.71. a) Epruvete cu defecte simulate de tipul găuri cu Ø =(1÷ 6)mm, încercate la

tracţiune. b) Epruvete cu defecte de suprafaţă simulate de tipul crestatură în V cu



adâncimea h=(0,5÷ 3)mm, încercate la tracţiune. c) Epruvete cu defecte de suprafaţă simulate de tip riz cu adâncimea şi tipul de

încercare ca la pct. b).

3. Interpretarea rezultatelor experimentale

Rezultatele încercărilor mecanice au fost prelucrate şi reprezentate sub formă grafică în fig.4.72 şi fig.4.73. În condiţiile de viteză de solicitare şi temperatura controlate, ţeava din PEHD, supusă încercării prezintă o valoare medie a rezistenţei la rupere Rm=19,8N/mm2. Rezistenţa la rupere a PEHD, pentru intervalul de temperaturi analizat, este o funcţie liniară de temperatură prezentată în fig.4.72. Valoarea Rm se modifică foarte mult datorită variaţiei temperaturii, astfel: la 5ºC (Rm=26 N/mm2), este de aproximativ două ori mai mare faţă de valoarea corespunzătoare la 45ºC (Rm=13 N/mm2), rezultând faptul că în cazul PEHD, temperatura de încercare trebuie limitată într-un interval restrâns şi riguros controlată.

Fig.4.72. Influenţa temperaturii de încercare şi a mediului de apă, asupra rezistenţei de rupere a PEHD.

Dependenţa dintre rezistenţa la rupere şi viteza de solicitare arată că pentru valori ale vitezei de solicitare cuprinse între 50mm/min şi 150mm/min, Rm, nu se modifică semnificativ, aşa cum se prezintă în fig.4.73.

Fig.4. 73. Influenţa vitezei de solicitare în mediul aer, nu este semnificativă

pentru rezistenţa PEHD (aprox. 5 unităţi).



Mediul de încercare influenţează valorile Rm în special la viteze mari de solicitare. Pe măsura creşterii vitezei de solicitare pentru cele două medii din experimente, dau

diferenţe pronunaţe pentru valorile rezistenţei de rupere Rm, după cum se vede în fig.4.74. Explicaţia constă în faptul că în timpul încercării la tracţiune, materialul tensionat

realizează schimbul termic cu mediu atunci când vitezele de solicitare nu sunt mari, iar când acestea au valori mari, schimbul termic nu se poate face deoarece temperatura mediului este mai mică decât temperatura epruvetei, în zona ruperii. Căldura transferată într-un astfel de proces este dată de relaţia:

Q=m·c·(t2-t1), (4.41) În care : Q este căldura transferată, (J); m - masa, (kg); c – căldura specifică, (J/kg·K);

Fig.4.74. Influenţa mediului de încercare asupra rezistenţei de rupere.

Având în vedere că capa>caer, rezultă că Qtransf.apa >Qtransf. aer, şi ca urmare, la aceeaşi viteză de solicitare, epruveta încercată în aer, va avea o temperatură medie pe secţiunea epruvetei mai mare decât la cea încercată în apă. Rezultatele încercărilor efectuate pe epruvetele cu defecte înglobate, simulate, sunt prezentate în graficul din fig.4.75. Daca luăm în consideraţie relaţia 4.42. şi valoarea medie a rezistenţei Rm=19,8N/mm2, pentru materialul de bază (PEHD,SDR11), obţinem relaţia:

(Rm)IS≥0,9·19,8 N/mm2, (4.42)

rezultă că: (Rm)IS=17,8 N/mm2 (4.43) Din fig. 4.75., se observă că această condiţie este satisfacută pentru defectele ce nu

depaşesc 18% din suprafaţa transversală a epruvetei.



Procentul defectului în suprafaţa

transversală a epruvetei(%) Fig. 4.75. Influenţa defectelor înglobate în suprafaţa transversală a epruvetei,

mediu aer asupra rezistenţei de rupere. Rezultatele încercărilor efectuate pe epruvete continând defecte de suprafaţa simulate de tip riz, sunt prezentate procentual faţă de suprafaţa procentuală a defectului, în fig.4.76.

Procentul defectului în

suprafaţa transversală a epruvetei(%) Fig.4.76. Influenţa defectelor de suprafaţa tip riz, din suprafaţa transversală

a epruvetei, mediu aer, asupra rezistenţei de rupere. În conformitate cu relaţia 4.41 şi cu Rm=19,8 N/mm2, defectul critic de acest tip, este acela la care suprafaţa ocupată atinge 25% din aria secţiunii transversale a epruvetei. Rezultatele încercărilor efectuate pe epruvete cu defecte de suprafaţa simulate tip crestatura, sunt prezentate grafic în funcţie de suprafaţa procentuală a defectului, prezentate în fig.4.77.

Procentul defectului în

suprafaţa transversală a epruvetei(%) Fig.4. 77. Influenţa defectelor de suprafaţa de tip crestătura în V, proncentual din suprafaţa transversală a

epruvetei, mediu aer, asupra rezistenţei de rupere.



Defectul critic în acest caz se plasează la 27% din aria secţiunii transversale a epruvetei.

Pentru că epruvetele au fost solicitate static la tracţiune, iar în exploatare pot apărea ocazional şi alte tipuri de solicitări sau solicitări compuse, această suprafaţă de defect critic se corelează cu un coeficient de siguranţă cs. Suprafaţa defectului critic de referinţa este dată de relaţia:

( )

s

staticrefref c

SS = (4.44)

unde : Sref este suprafaţa defectului critic de referinţă; (Sref)static – 18% din suprafaţa secţiunii transversale corespunzător defectului care afectează cel mai nefavorabil rezistenţa îmbinării;

cs=c1·c2··c3, (4.45)

în care : cs este coeficient de siguranţă; c1=1,36 – coeficient de influenţă a temperaturii, t=(15÷ 35)ºC c2=1,02 – coeficient de influenţă al vitezei de solicitare, v=(1÷ 150)mm/mim; c3=1,3 – coeficient de influenţă al mediului, din fig. 4.77. corespunzator vitezei de solicitare standard v=50mm/min. În aceste condiţii, coeficientul de siguranţă cs=1,8, care diminuează suprafaţa critică aferentă defectului la 10% din suprafaţa de rupere.

4.6. CONCLUZII 1. În cadrul prezentului capitol s-au analizat critic principalele tipuri de încercări de scurtă

durată, efectuate pe epruvete şi pe tronsoane de conductă pentru determinarea caracteristicilor de material necesare estimării duratei de viaţă a conductelor.

Pentru caracterizarea ţevilor din polietilenă solicitate de factorii din exploatare şi pentru estimarea duratei de viaţă s-au propus numeroase tipuri de încercări experimentale de scurtă durată.

O parte dintre încercări sunt standardizate, o altă parte sunt reglementate prin norme acceptate de producătorii de ţevi, iar o ultimă parte vizează aplicarea principiilor mecanicii ruperii materialelor la aprecierea comportării ţevilor din PE în condiţii statice şi dinamice, pe baza unei analogii cu comportarea oţelurilor.

2. Conductele din polietilenă pot prezenta în exploatare în funcţie de natura materialului, de mediu şi de condiţiile de solicitare, forme de degradare (cedare,rupere), sintetizate în următoarele mecanisme de cedare (vezi fig. 4.12.): zona I – degradarea cu caracter ductil, determinată de valoarea tensiunii circumferenţiale aplicată şi de limita de curgere a materialului; zona II – rupere cvasifragilă, produsă prin iniţierea şi propagarea fisurii, la tensiuni relativ mici, reprezintă modul uzual de cedare al ţevilor din PE; zona III – rupere cu caracter fragil, durata până la rupere independentă de valoarea tensiunii circumferenţiale dar influenţată de factorii de natură chimică şi de temperatură. Trecerea de la zona I la zona II, reprezintă o discontiunuitate mecanică iar trecerea de la zona II la zona III este numită şi discontinuitate termică.



Factorii care influenţează durata de viaţă pot fi factori de material, factori de mediu şi factori de solicitare.

3. Printre cele mai importante încercări mecanice standardizate şi cu largă aplicabilitate sunt: încercarea la tracţiune, încercarea de duritate, încercarea la compresiune, încercarea la şoc mecanic, încercarea la sfâşiere şi determinarea contracţiei longitudinale la cald. 4. Încercările tehnologice ale conductelor din polietilenă cele mai importante sunt determinarea indicelui de fluiditate la cald, determinarea temperaturii de încovoiere sub sarcină şi comportarea la uzare. Primele două sunt standardizate, iar ultima a fost dezvoltată la Universitatea Tehnica din Darmstadt. 5. Polietilenele sunt rezistente la acizi nonoxidanţi, soluţii alcaline, soluţii saline saturate, etc., însă sunt afectate de cetone, esteri şi derivaţi clorinaţi la temperaturi şi concentraţii ridicate. Comportarea polietilenei în prezenţa mediilor de lucru este caracterizată de determinarea stabilităţii termice, încercările la fluaj la tracţiune în medii apoase pe epruvete cu crestatură pe contur, încercarea la fisurare sub tensiune prin comprimarea unui inel ESCR, tenacitatea la rupere prin deformare plană şi viteza de eliberare a energiei de deformare. 6. Comportarea ţevilor din polietilenă la propagare a fisurilor se poate caracteriza prin următoarele încercări : încercarea PENT (una din cele mai importante); încercarea FNCT rezistenţa la propagarea rapidă a fisurii, la scară reală (FST) şi la scară redusă (S4), care oferă relaţia ce corelează rezultatele lor (PC,FS = 3,6 PC,S4+ 2,6 (bar), sau pentru dimensionare: MOP = PC,FS / 1,5), încercarea de determinare a propagării lente a fisurii într-o ţeavă crestată după generatoare; încercări pentru determinarea vitezei de propagarea fisurilor folosind epruvete de tip CT, şi CRB; încercări pentru determinarea vitezei de propagarea fisurilor pentru diferite viteze de solicitare şi diferite temperaturi pe epruvete tip DCB, SEMB, care oferă posibilitatea determinării lui Kc şi Gc iar graficul dependenţei creşterii fisurii, a, în funcţie de temperatura, verifică ecuaţia lui Arrhenius; evaluarea comportării de durată a ţevilor din PE prin analiza creşterii fisurii la oboseală (FCG, SCG) pe epruvete de tip CRB; influenţa parametrilor structurali asupra comportamentului la rupere al PEHD cum ar fi greutatea moleculară şi distribuţia acesteia, numărul, tipul şi distribuţia ramificaţiilor scurte de lanţ molecular SCB (short - chain branching),ramificaţiile lungi de lanţ molecular, tipul şi numărul legăturilor nesaturate ale lanţului molecular,; influenţa rezistenţei la creşterea lentă a fisurii asupra performanţelor pe termen lung la îmbinările sudate ale ţevilor din PE de tipul: SRM, SRS, SR, SD, SD. 7. În literatura de specialitate se evaluează rezistenţa PEHD în prezenţa defectelor de diferite tipuri, posibil a se întâlni la îmbinările sudate.

Teză de doctorat __________________________________________________________________ Capitolul 5


5.ESTIMAREA DURATEI DE VIAŢĂ A CONDUCTELOR DIN POLIETILENĂ

Utilizarea ţevilor din polietilenă pentru transportul fluidelor sub presiune depinde hotărâtor de posibilitatea stabilirii tensiunii circumferenţiale admisibile pe care o conductă o poate suporta fără cedare pentru o perioadă determinată de timp. De asemenea este necesar să se determine durata de exploatare a unei conducte din polietilenă solicitată cu o anumită valoare a presiunii interioare. Aceste caracteristici nu pot fi determinate fără efectuarea unor cercetări experimentale privind comportarea materialului şi/sau a ţevilor din polietilenă în condiţii de solicitare care să reproducă solicitările din exploatare şi a unui model de determinare a duratei de viaţă.

Deoarece încercările de lungă durată ale ţevilor din polietilenă implică costuri ridicate şi perioade mari de timp, a fost necesară dezvoltarea unor metode de încercare accelerate a materialului sau a ţevilor din polietilenă, care să permită extrapolarea rezultatelor privind durata de viaţă obţinută prin încercări accelerate, la condiţiile reale de exploatare (presiune, temperatură şi mediu de lucru) pe termen lung a conductei.

Pentru estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă se pot utiliza următoarele metode/modele:

- metoda Arrhenius, care ia în consideraţie numai influenţa temperaturii asupra comportării de durată;

- metoda aplicării regulii lui Miner; - metoda standardizată de extrapolare a rezultatelor încercării la presiune interioară şi

temperatură a ţevilor, conform SR ISO/TR 9080:1992 şi ISO/DIS 9080:1999; - metoda bazată pe aplicarea principiilor mecanicii ruperii materialelor .

5.1.Modelul lui Arrhenius – aprecieri privind determinarea duratei de viaţă a materialelor polimerice

Calitatea materialului polimeric este determinată, în principal, de nivelul proprietăţilor sale precum şi de stabilitatea acestora în timp. În acest sens, se defineşte durabilitatea materialelor polimerice, ca fiind capacitatea acestora de a face faţă solicitărilor funcţionale şi de mediu într-un anumit interval de timp.

Durabilitatea unui material polimeric depinde de procesele de îmbătrânire sau de degradare, care sunt procese ireversibile de natură fizică şi chimică în urma cărora anumite proprietăţi sunt înrăutăţite, coborându-le valorile, sub anumite limite.

Evoluţia procesului de îmbătrânire în exploatare, corespunde duratei de timp în care materialul polimeric işi păstrează proprietăţile, pentru realizarea funcţiilor sale.

Solicitările la care sunt supuse produsele din materiale polimerice pot fi funcţionale, (mecanice, termice, electrice) şi datorate mediului (umiditate, temperatură, agenţi chimici, agenţi biologici, radiaţii luminoase şi ultraviolete). Solicitările pot acţiona simultan sau succesiv.

Îmbătrânirea materialelor polimerice este manifestarea macroscopică a desfăşurării chimice ireversibile cu anumite viteze.

La nivel microscopic, în cazul procesului de îmbătrânire influenţat de temperatură, pe baza teoriei cineticii reacţiilor chimice, se poate deduce expresia duratei de viaţă, considerând o reacţie simplă între substanţele A şi B . Viteza de desfăşurare a reacţiei chimice este data de relaţia, [223]:

BA nn

t

B

B

ABA BAK

dd

ddv ⋅⋅=−=, (5.1)



unde : nA şi nB sunt ordinele parţiale ale reacţiei chimice;

K - constanta vitezei de reacţie. Aceasta reprezintă numărul reacţiilor din unitatea de timp şi depinde de temperatură în conformitate cu relaţia lui Arrhenius:

−

⋅= RTEa

eGK (5.2)

unde : Ea este energia de activare ( kJ/mol ); R – 8314,3, constanta gazelor ideale ( kJ/mol );

T – temperatura absolută(K); G – factor de şoc, legat de ciocnirile dintre molecule în unitatea de

timp şi este proporţional cu T1/2, sau conform relaţiei lui Eyring de mai jos:

−

⋅⋅= RTEF

eTkK (5.3)

unde : k este constantă; EF – energia liberă de reacţie ( kJ/mol );

În cazul reacţiilor de ordinul întâi, care sunt cele mai frecvente reacţii, alături de cele de ordinul al doilea, dacă reacţionează între ele numai moleculele unei singure substanţe A se obţine relaţia :

tKAA

⋅=−0

11 (5.4)

unde : A0 este concentraţia iniţială a substanţei A.

Dacă se consideră un anumit criteriu de evaluare a stării de îmbătrânire, a cărei valoare P este determinată de concentraţia A prin relaţia A=f(P), unde P are valoarea iniţiala P0,atunci concentraţia A are valoarea iniţială A0. Durata reacţiei de îmbătrânire la temperatura T în urma căreia concentraţia se modifică de la A0 la Ar, este dată de relaţia:

⋅

−= RT

E

r

a

ePfPfG

t)(

1)(

11

0

(5.5)

Deoarece valoarea P a criteriului de evaluare nu depinde decât de concentraţia ce se

modifică prin reacţie, durata reacţiei se poate scrie sub forma generală conform relaţiei:

⋅= Tb

eat (5.6)

care prin logaritmare devine:

Tbat += lnln (5.7)



Forma completă a expresiei de calcul a duratei de viaţă se stabileşte prin determinarea valorii parametrului α şi a vitezei de îmbătrânire K(S) pe baza proprietăţiilor fizico-chimice conform relaţiei lui Arrhenius.

Durata de viaţă termică este prin definiţie intervalul de timp LT în care proprietatea p, numit indicator de viaţă termică, sub acţiunea solicitării termice la temperatură constantă a atins valoarea limita pcr numit criteriu de sfârşit de viaţă.

Teoriile fenomenologice ale degradării termice iau în consideraţie transformări ireversibile care pot fi evidenţiate prin modificări macroscopice de material datorită unor reacţii chimice.

În cazul procesului de degradare termică, se utilizează expresii de tip Arrhenius, având forma generală:

( )TBLL TT exp

0= (5.8)

unde : LT este durata de viaţă, (h);

LT0 şi B – constante de material; T – temperatura absolută, (K).

Timpul de rupere la fluaj Modelul de fluaj este descris de ecuaţia lui Arrhenius după expresia următoare:

RTQ

s eA−

⋅= )(σε (5.9)

unde : A este coeficientul care depinde de tensiunea aplicată.

Ecuaţia poate fi scrisă sub forma diferenţială astfel:

dteAd RTQ

s

−⋅= )(σε (5.10)

Considerând ca energia de activare Q nu variază în timp şi neglijând constanta de integrare, se obţine deformaţia specifică la fluaj stabilizat după expresia:

teA RTQ

s ⋅⋅=−

)(σε (5.11)

Daca la t=tR deformaţia specifică la rupere este sRε , atunci durată până la rupere este:

RTQ

sRR e

At ⋅=

)(σε

. (5.12)

Prin logaritmare se obţine:

TRQ

At sR

R14343,0

)(loglog +=

σε

. (5.13)



Pe baza curbelor de rupere prin fluaj (fig.5.1), se reprezintă, în coordonate semilogaritmice, timpul de rupere, log tR, în funcţie de inversul temperaturii, 1/T, pentru diferite valori ale efortului de încercare (curbe izobare).

Fig. 5.1. Curbe de rupere la fluaj

În prelucrarea datelor experimentale s-au emis două ipoteze simplificatoare, care stau la

baza unor metode parametrice de extrapolare a rezultatelor încercărilor de fluaj. În metoda propusă de F.R.Larson şi J.Miller se consideră că liniile de tensiune constantă sunt concurente într-un punct de pe axa ordonatelor. Aceasta presupune că:

=)(σε AsR constant (5.14)

iar energia de activare variază numai cu tensiunea. În metoda propusă de O.Sherby şi J.E.Dorn se consideră că liniile de tensiune constantă au aceeaşi pantă. Aceasta presupune că energia de activare Q este constantă, iar raportul =)(σε AsR constant variază cu tensiunea aplicată.

Influenţa temperaturii asupra vitezei de reacţie În general viteza reacţiilor chimice se modifică considerabil sub acţiunea temperaturii.

Marea majoritate a reacţiilor chimice au loc cu o viteză mai mare, la temperaturi mai ridicate. Creşterea temperaturii produce o creştere a vitezei particulelor reactante şi a energiei

cinetice. Numărul ciocnirilor eficace dintre particulele care ating energia de activare Ea creşte în unitatea de timp, deci viteza procesului creşte de asemenea.

Influenţa temperaturii asupra vitezei de reacţie apare în constanta de viteză K. Dependenţa constantei de viteză de temperatură este dată de ecuaţia lui Arrhenius:

RTEaeAK −×= (5.15)

unde : Ea este energia de activare, (kJ/mol); T – temperatura absolută, (K);

R –constanta gazelor ideale, cu valoarea de 8314,3( kJ/mol ); A – constanta caracteristică fiecărei reacţii ( A= r x Z; unde Z este numărul ciocnirilor pe care moleculele le execută într-o secundă şi r este fracţiunea de ciocniri eficace).



Procesul de degradare a polietilenei este influenţat hotărâtor de creşterea temperaturii, iar viteza de desfăşurare a acestuia este descrisă de legea lui Arrhenius, care arată că viteza de reacţie creşte exponenţial cu creşterea temperaturii.

Dependenţa generală dintre constanta vitezei de reacţie , K, (cu care este direct proporţională) şi temperatura este descrisă de legea lui Arrhenius sub forma ecuaţiei (5.16).

Aceasta dependenţa este utilizată pentru estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă, exploatate la temperatura ambiantă pe baza rezultatelor încercărilor efectuate la temperaturi ridicate, pentru accelerarea proceselor de degradare.

În acest scop se utilizează legea lui Arrhenius scrisă sub forma,[77]:

( )21

2

11loglog

109152,1 21

TT

ttE BB

A

−

−⋅= − (5.16)

unde : EA este energia de activare, (kJ/mol);

1Bt – durabilitatea la temperatura absolută T1, (h);

2Bt – durabilitatea la temperatura absolută T2, (h); T1, T2 – temperatura absolută, (K).

Pentru calculul energiei de activare la diferite temperaturi o importanţă hotărâtoare o are condiţia ca probele experimentate să prezinte acelaşi mecanism de rupere.

Din relaţia (5.16) rezultă că este posibilă utilizarea rezultatelor încercării efectuate la t=80°C obţinându-se pentru diferite valori ale energiei de activare durabilităţii corespunzătoare.

De exemplu, pentru o energie de activare de 66,1kJ/mol se obţine un raport al durabilităţii de 100. Ca urmare, valoarea energiei de activare de 66,11kJ/mol reprezintă o valoare minimă necesară pentru a extrapola rezultatul încercării efectuate pe durata de un an la temperatura de t=80°C, la 100 de ani de exploatare la temperatura de 20°C.

Aplicabilitatea legii lui Arrhenius este confirmată şi de rezultatele încercărilor unor epruvete din ţevi de polietilenă supuse la presiune interioară (tensiunea circumferenţială de 4N/mm2) şi o solicitare exterioară punctuală, într-un mediu de apă deionizată cu 2% Arkopal N 100, la temperaturile de 80°C, 60°C, 40°C şi 20°C. Toate experimentele au evidenţiat aceeaşi energie de activare (93 kJ/mol), ceea ce conduce la concluzia că se poate estima cu o bună aproximaţie, comportarea de durată a ţevilor din polietilenă pe baza rezultatelor obţinute prin încercări accelerate, la temperatură ridicată, [77].

5.2. Metoda aplicării regulii lui Miner Regula lui Miner, aplicată frecvent la determinarea degradării cumulative a materialelor/

echipamentelor metalice supuse solicitărilor variabile (oboseală), permite estimarea durabilităţii conductelor de polietilenă pentru cazul solicitării atât la presiune variabilă cât şi la temperatură variabilă. Deoarece variabilitatea acestor solicitări în cazul conductelor de polietilenă pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale este mică, în cadrul prezentei lucrări nu se consideră oportună aplicarea regulii lui Miner pentru estimarea duratei de viaţă a conductei. [217].



5.3. Cercetarea duratei de viaţă a ţevilor din polietilenă prin încercarea la presiune interioară

Încercarea de rezistenţă la presiune interioară, cunoscută şi sub denumirea de încercare

la presiune hidrostatică a ţevilor din polietilenă reprezintă una din cele mai importante metode de cercetare experimentală a comportării de durată a acestora, deoarece ia în considerare următorii factori:

Factori de material Se obţin informaţii atât în ceea ce priveşte influenţa materialului cât şi a procesului de

fabricaţie. Factori de mediu Se poate utiliza atât la interior cât şi la exterior, mediul real de exploatare sau un mediu

mai agresiv. Condiţiile de solicitare Încercarea se poate face la diferite presiuni şi temperaturi. Ţevile pot fi prevăzute cu îmbinări sudate şi concentratori de tensiuni cu diferite geometri. Ţevile pot fi asamblate cu diferite tipuri de fitinguri. Se pot realiza şi solicitări ciclice, prin variaţia presiunii sau temperaturii. În cadrul tezei de doctorat s-a cercetat experimental comportarea ţevilor din polietilenă la

presiune interioară şi temperatură de 80°C pe epruvete/tronsoane de ţeavă de fabricaţie românească.

Estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă pe baza încercării de durată la presiune interioară, nu se recomandă pentru polietilenele PE100, PE100*, PE125, etc., deoarece acestea au rezistenţe foarte mari şi duratele lor de viaţă în exploatare sunt cu mult mai mari de 50 de ani. Astfel, pentru estimarea duratelor de viaţă ale acestor materiale s-au dezvoltat procedee de încercare care oferă în perioade de timp rezonabile, cu un grad ridicat de încredere privind extrapolarea rezultatelor, informaţii privind comportarea la iniţierea şi propagarea fisurilor.

5.3.1. Metode de extrapolare a încercărilor de rupere sub presiune pentru

determinarea rezistenţei pe termen lung a materialelor termoplastice pentru ţevi SR ISO/TR 9080: 1992, ISO/DIS 9080:1999 şi ISO 9080:2003(E)

Condiţiile de exploatare (presiune, temperatura,etc.) diferenţiază comportamentul ţevilor

din materiale termoplastice în timp, permiţând clasificarea riguroasă a acestora pentru anumite domenii de utilizare.

Rezistenţa la solicitarea sub presiune interioară hidrostatică, influenţată şi de temperatură, s-a convenit să se exprime tensiunea circumferenţială pe baza căreia se poate aprecia dacă materialul ţevilor rezistă timp de cel putin 50 de ani la temperatura de 20°C, având ca mediu interior de încercare apa. Mediul exterior de încercare poate fi apa sau aerul.

Rezultatul încercării îl constituie limita inferioară a intervalorilori de încredere – Lower prediction limit(LPL) la estimarea tensiunii ce poate produce ruperea într-un interval de timp dat şi la o temperatură dată (rezistenţa la rupere).

Valoarea MRS (la 20°C) este determinată prin încercări care folosesc apa ca mediu intern de solicitare şi extern de imersare. Pentru obţinerea curbelor de regresie şi la temperaturi superioare (110°C),s-a folosit ca mediu extern de încercare aerul.

Standardul oferă o procedură care conţine metoda de extrapolare a rezultatelor obţinute în încercări la diferite temperaturi, cu ajutorul unei analize de regresie liniară multiplă. Rezultatele permit determinarea unor valori de proiectare specifice materialelor termoplastice pentru ţevi.



Analiza de regresie liniară multiplă se bazează pe viteza proceselor, descrisă cu acurateţe de graficele, solicitare – timp, în coordonate logaritmice.

Modelul utilizat evaluează realizarea valorii predicţionate folosind 97,5% din valoarea estimată a limitei minime a acesteia, LPL, deoarece 97,5% din valoarea limitei minime predicţionate este echivalentă cu limita inferioară a intervalului de siguranţă de 95% a valorii predicţionate.

Convenţia este folosită în literatura de specialitate pentru calcule matematice bazate pe utilizarea metodelor statistice de prelucrare a datelor.

Metoda reprezintă o bază sistematică pentru interpolare şi extrapolarea caracteristicilor de rezistenţă în condiţiile de extrapolare diferite de cele convenţionale 50 de ani de extrapolare şi temperatura de 20°C. Ţinând cont de factorii de exploatare, timpul limită de extrapolare se poate extinde până la 100 de ani.

Apa este mediul folosit deoarece nu influenţează încercările din alte puncte de vedere. Metoda de extrapolare este proiectată să respecte următoarele două cerinţe: - estimarea limitei inferioare predicţionate (la un nivel de 97,5% probabilitate) a solicitării

la care o ţeavă fabricată din materialul analizat, poate să reziste timp de 50 de ani la temperatura de 20°C, cu apă sau aer ca mediu de încercare.

- estimarea valorii limitei inferioare predicţionate (la un nivel de 97,5% probabilitate) a tensiunii, la care trebuie sa reziste materialul ţevii pentru durate de timp mai scurte, la temperaturi mai ridicate, sau la ambele.

Sunt modele de extrapolare care au un număr diferit de parametri. Metoda standard de extrapolare (standard extrapolation method - SEM) estimează existenţa limitei inferioare predicţionate şi nu existenţa unei inflexiuni (genunchi), şi foloseşte numai modele cu doi, trei sau patru parametri, deoarece folosirea de mai multi parametri poate îmbunătăţii corelarea dar poate de asemenea creşte incertitudinea predicţiilor.

Metoda se foloseşte pentru ţevi din materiale termoplastice, iar rezultatul final al SEM îl reprezintă limita inferioară predicţionată (la un nivel de probabilitate de 97,5%) a rezistenţei la presiune pe termen lung, exprimată în valori ale solicitării circumferenţiale într-o perioadă de timp şi la o temperatură dată.

min,

min,

20)(

y

yemy e

edp −=σ (5.17)

unde : p este presiune interioară, exercitată de mediu în ţeavă,(bar);

σ – tensiunea execitată în perete ţevii în direcţie circumferenţială, datorată presiunii interioare (MPa);

emd – diametrul exterior mediu al ţevii, (mm);

min,ye – grosimea minimă masurată a peretelui ţevii(mm).

Se definesc, de asemenea, următoarele mărimi: - temperatura de încercare – Tt(°C) – temperatura la care au fost obţinute rezultatele

încercării de rupere; - temperatura maximă de încercare – Tt,max (°C) – temperatura maximă la care au fost

obţinute rezultatele încercării de rupere; - temperatura de exploatare – Ts (°C) – temperatură la care a fost folosită ţeava; - timpul până la cedare – t (h) – timpul până la apariţia unei fisuri în peretele ţevii;



- rezistenţa la presiune pe termen lung - LTHSσ (MPa) – mărimea având dimensiunea unei tensiuni, care reprezintă rezistenţa medie predicţionată, la o temperatura ,T, şi un timp , t;

- limita inferioară de siguranţă a rezistenţei predicţionate la presiune pe termen lung ;

- LPLσ (MPa) - ”lower confidence limit” - mărimea având dimensiunea unei solicitări care reprezintă 97,5% din limita inferioară de siguranţă a rezistenţei predicţionate la presiune pe termen lung la temperatura ,T, şi timp, t;

( )975,0,,tTLPL σσ = (5.18)

- inflexiune(genunchi) – punct de inflexiune între cele doua feluri diferite de rupere, care pot fi prezentate ca o schimbare de pantă într-o reprezentare grafică a datelor solicitării la rupere în coordonate dublu logaritmice;

- ramura – dreapta cu panta constantă reprezentând acelaşi mod de cedare în coordonate dublu logaritmice;

- factorul de extrapolare a timpului – ke – factor pentru calcularea limitelor de extrapolare a timpului.

Rezultatele privind tensiunea de rupere a ţevilor drepte se vor determina în concordanţă cu ISO 1167/2006 [ 82]. Diametrul exterior mediu şi grosimea minimă a peretelui ţevii ale fiecărei bucăţi de ţeava solicitate respectă ISO 3126 [83].

Pentru fiecare temperatură selecţionată trebuie să se obţină minimum 30observaţii, de regulă distribuite pe cel puţin cinci niveluri ale presiunii. Nivelurile de presiune interioară trebuie săa fie selectate astfel încât cel puţin patru defecte să aibă loc peste 7000 ore şi cel puţin unul peste 9000 ore. În cazul unei inflexiuni a graficului, pentru trasarea celor două ramuri se vor colecta un număr de defecte adecvat statistic. Se neglijează timpii de cedare mai mici de 10 de ore şi timpii mai mici de 1000 de ore la temperaturi mai mici de 40°C.

• Limitele de extrapolare în timp şi factorul de extrapolare a timpului ke Factorul de extrapolare a timpului ke în funcţie de ΔT, unde ΔT este dat de relaţia:

ΔT = Tt – T (5.19)

unde : Tt este temperatura de încercare care se aplică la factorul de

extrapolare a timpului ke, pentru Tt ≤ Tt, max (°C) Tt, max – temperatura maximă de încercare,(°C); T – temperatura pentru care se calculează factorul de extrapolare al

timpului , ke, pentru Ts ≤ T,(°C); ; Ts – temperatura de exploatare, (°C).

Calcularea timpului de extrapolare te, în ore, se realizează cu formula:

te = ke ⋅ tmax (5.20)



Cand tmax este egal cu 8760 ore (un an), ke reprezintă durata maximă de extrapolare în timpul te, în ani şi care se poate utiliza pentru extrapolarea în domeniul temperaturilor joase. Durata maximă de încercare tmax, în ore, se determină ca medie a logaritmilor a cinci din cele mai lungi durate pana la cedare, obţinute la aceeaşi valoare a solicitării sau nu, dar la aceeaşi temperatură. Exemple de aplicare a limitelor de extrapolare în timp sunt prezentate în fig. 5.2, fig. 5.3, fig. 5.4. Fig. 5.2. reprezintă cazul în care graficul este fără inflexiune (genunchiul) la cea mai ridicată temperatură. Fig. 5.3. reprezintă cazul în care inflexiunea (genunchi) a fost detectată la cea mai ridicată temperatură. Fig. 5.4. se referă strict la cazul în care inflexiunea (genunchi) a fost detectată la temperaturi de încercare (ridicate). Valorile factorului de extrapolare ke sunt prezentate în tab 5.1.

Tab.5.1. Relaţia dintre ΔT =(Tt-T) şi ke pentru materiale polimerice

ΔT(°C) ke 10≤ ΔT<15 2,5 15≤ ΔT<20 4 20≤ ΔT<25 6 25≤ ΔT<30 12 30≤ ΔT<35 18 35≤ ΔT<40 30 40≤ ΔT<50 50

ΔT≥50 100

Fig. 5. 2. Limitele de extrapolare a timpului în cazul graficului fără inflexiune la cea mai ridicată valoare a temperaturii.

lg σ

lg t



Fig.5.3. Limitele de extrapolare a timpului în cazul graficului

cu inflexiune la cea mai ridicată temperatură.

Fig.5.4. Limitele de extrapolare în timp, cazul graficului cu inflexiuni (genunchi) la diferite temperaturi de încercare.

5.3.2. Aparatura şi metodologia cercetărilor experimentale Încercările experimentale s-au efectuat utilizând aparatura din dotarea Universităţii de

Petrol şi Gaze Ploieşti. Aparatura pentru încercarea de durată a ţevilor din polietilenă la presiune interioară constă

dintr-un recipient / baie termostatată , consolă cu aparatură de reglare şi înregistrare a datelor şi o SDV-istică corespunzătoare.

În figura 5.5 se prezintă recipientul la încercare la presiune interioară a ţevilor din polietilenă.

lg σ

lg t

lg t

lg σ



Fig. 5.5 Recipientul de verificare hidrostatică a ţevilor model 1751-1761

În figura 5.6 se prezintă consoladotată cu aparatură de reglare şi înregistrare a datelor experimentale,parametrii comportărilor epruvetelor din ţeavă solicitate la presiune interioară şi imersate în baia termostată la diferite temperaturi de cercetare.

Fig. 5.6. Aparat de verificat ţevi fără aer tip BlueLine 1675 şi monitor Touch-Screen model 1637 Încercările experimentale s-au efectuat utilizând aparatura din figurile 5.5., 5.6. şi 5.7. din

dotarea Universităţii de Petrol şi Gaze Ploieşti cu următoarele specificaţii tehnice: - posturi de lucru (staţii): de la 1 la 20; - presiune apă: de la 2 la max. 100bar sau 200bar; - producerea presiunii (faza A) în timp scurt crescând constant până la valoarea nominală



- timp constant presiune (faza B): autooptimizare, alimentare cu mediu de verificare (apă), în funcţie de dilataţia mostrei de verificare;

- rupere (faza C): constant până la un debit maxim în supapa electromagnetică; - domeniul presiunii de lucru: traductorul de presiune poate selecta : 10,16,25,40,60,100 şi

200 bar presiune finală; - precizie: clasa 0; - precizie absolută de măsurare a presiunii : 0,5% din valoarea finală a traductorului de

presiune; - precizie relativă de reglare a presiunii: tipic în domeniul recomandat al presiunii de lucru şi

anume 0,3% din presiune reglată; - domeniul recomandat al presiunii de lucru: între 50 şi 95% din valoarea finală a

traductorului de presiune;

În figura 5.7 sunt prezentate echipamentele la care sunt racordate eşantioanele de ţeavă pentru experimente.

Fig. 5.7. Eşantioane de ţeavă echipate pentru verificarea hidrostatică şi montate în baia de verificare

În figurile 5.8. şi 5.9. se prezintă tronsoanele de ţeavă din PEHD 100 echipate cu capace de etanşare la ambele capete în vederea probelor experimentale. După cum se vede gama tipo-dimensională corespunde diametrelor de ţevi din polietilenă standardizate.



Fig. 5.8. Capace de etanşare montate la capetele eşantioanelor de ţeavă de diametre mici pentru încercare , la presiune interioară/hidrostatică

Fig. 5.9. Capace de etanşare montate la capetele eşantioanelor de ţeavă de diametre mari pentru încercarea la presiune interioară/ hidrostatică

Racordurile fixate la capetele tronsoanelor de ţeavă sunt prezentate în fig. 5.10.



Fig. 5.10. Racorduri fixate la capetele tronsoanelor de ţeavă.

5.3.3. Rezultatele experimentale şi interpretarea acestora

În experimente s-au obţinut rezultate care modelează dependenţa tensiunii circumferenţiale funcţie de durată până la cedare, pentru epruvetele prelevate din ţevi de fabricaţie românească.

Epruvetele / tronsoanele de ţeavă supuse experimentării au cedat ductil, la valori relativ ridicate ale tensiunii circumferenţiale şi fragil, la valori mai reduse ale tensiunii şi durate mai mari de timp. În figura 5.11. se prezintă diferite forme de cedare a epruvetelor supuse experimentelor.

În scopul comparării rezultatelor experimentale ale cercetărilor proprii cu cele obţinute de alţi cercetători, în fig. 5.49. şi în tab. 5.8. se prezintă dependenţa tensiune circumferenţială – durabilitate (romb albastru şi patrat roşu) determinate experimental în lucrarea [3,35] pentru un sort de polietilenă similar sortului PEHD 100 utilizat în cercetările proprii. În aceeaşi diagramă se reprezintă şi rezultatele proprii(patrat portocaliu şi triunghi verde).

Se constată că există o foarte bună concordanţă între comportamentul ţevilor din polietilenă româneşti şi cele fabricate şi utilizate pe plan internaţional, atât în domeniul cedarilor ductile, cât şi în cel al cedarilor cvasifragile. Mai mult comportamentul sortului de polietilenă folosit în cadrul cercetărilor are un comportament ductil pe durată mai lungă ceea cei conferă un comportament în exploatare cu mult mai bun, în plus panta cedării cvasitenace este mai mică deci durata până la distrugere este cu mult mai mare în comparaţie cu cercetările şi rezultatele similare pe plan internaţional

a) b)



c) d) Fig. 5.11. Eşantioane de ţeavă din conducte folosite la transportul şi distribuţia gazelor naturale, supuse la presiune

internă cu valori mari şi care s-au deformat până la cedare. Forme de cedare a epruvetelor supuse încercării la presiune hidrostatică interioară a, c, d

–cedare ductilă şi b – cedare fragilă.

5.4. Estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă de înaltă densitate prin

aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor Conductele din polietilenă pot prezenta diferite defecte de material, imperfecţiuni

geometrice şi defecte determinate de tehnologiile de asamblare şi montaj. Efectul acestora asupra duratei de viaţă a conductei se manifesta în timp, sub acţiunea solicitărilor mecanice, uneori asociate şi cu fenomene de degradare în prezenţa mediilor agresive (coroziunea sub tensiune) prin iniţierea şi propagarea unor fisuri, de la baza unui defect.

În general, conductele din polietilenă pot ceda ca urmare a dezvoltării unei fisuri, generată de una din următoarele cauze :

1. Deteriorarea produsă de către o terţă parte. 2. Cedarea îmbinărilor elementelor de conductă, ca urmare a unei tehnologii de

asamblare,sudare, necorespunzătoare. 3. Cedarea materialului , ca urmare a modificării în timp a caracteristicilor acestuia, a

proiectării necorespunzătoare a conductei sau datorită unei tehnologii de fabricare a ţevii neconformă.

Oricare din aceste cauze poate conduce sub acţiunea factorilor din exploatare la generarea unui defect, asimilabil cu discontinuităţi fizice de tip fisură, care reprezintă, cea mai periculoasă geometrie a defectelor.

Determinarea durabilităţii unei conducte din polietilenă impune cunoaşterea solicitărilor, la care aceasta este supusă sub aspectele intensităţii, caracterului variaţiei în timp şi a influenţei exercitate de mediul înconjurător şi de mediul vehiculat, a caracteristicilor de material relevante pentru evidenţierea comportării materialului în condiţiile solicitărilor considerate şi a unui model de calcul de durabilitate.

Evaluările moderne ale durabilităţii se bazează pe aplicarea metodelor teoretico-experimentale ale mecanicii ruperilor, care realizează estimarea durabilităţii pieselor prin analiza condiţiilor de iniţiere şi propagare a fisurilor în zonele critice ale acestora. Aceste zone sunt situate în vecinătatea concentratorilor de tensiuni de tip mecanic (crestături, lovituri produse de terţe parţi, etc) sau de tipul discontinuităţilor fizice ale materialului (incluziuni, defecte ale îmbinărilor sudate, fisuri etc.).

Dezvoltată iniţial pentru studiul comportării materialelor metalice, mecanica ruperii este în prezent aplicată şi la cercetarea comportării materialelor polimerice, studiindu-se posibilitatea



utilizării aceloraşi mărimi caracteristice şi metode de estimare a durabilităţii, confirmate ca aplicabile la materialele metalice.

Experienţa acumulată până în prezent privind degradarea în exploatare a conductelor din polietilenă de înaltă densitate (PEHD-High Density Polyethylene), a evidenţiat faptul că principalul mecanism de degradare îl reprezintă iniţierea şi propagarea lentă, cvasifragilă a unor fisuri iniţiate la defectele de material.

Bazat pe aceasta observaţie, teza de doctorat propune elaborarea unui model de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă aplicând conceptele şi criteriile mecanicii ruperii materialelor.

5.4.1. Analiza stării de tensiuni din conductele din polietilenă cu defecte de

material Pentru analiza stărilor de tensiuni şi deformaţii în zona discontinuităţilor fizice de tip fisură

existente în conducte, se accepta următoarele ipoteze, [216 ] : - defectele reale din corpul ţevilor de polietilenă de tipul incluziunilor, crăpăturilor,

amprentelor, micro şi macrofisurilor etc., pot fi asimilate cu defecte plane tip fisură, echivalente din punct de vedere al concentrării tensiunilor şi deformaţiilor;

- defectul plan de tip fisură din corpul conductei evoluează prin deschidere - modul I de extindere, sub acţiunea solicitărilor normale la planul fisurii.

- stările de tensiuni şi deformaţii la vârful fisurilor din corpul unei conducte sunt identice cu cele induse de prezenţa aceloraşi fisuri într-o placă plană echivalentă obţinută prin desfăşurarea plană a corpului conductei şi având aceeaşi grosime cu aceasta.

Pe aceasta bază pentru caracterizarea stărilor de tensiuni şi deformaţii de la baza unui defect/discontinuitate, care reprezintă zonele susceptibile la iniţierea şi dezvoltarea proceselor de rupere, se pot folosi soluţiile dezvoltate în mecanica ruperii pentru cazul plăcilor plane cu fisuri.

În ipoteza abordării mecanicii ruperii materialelor liniar elastice (LEFM-Linear Elastic Fracture Mechanics ), tensiunea creşte liniar cu deformaţia, urmată de o cădere abruptă a sarcinii în momentul începerii propagării fisurii. Începutul propagării instabile a fisurii poate fi exprimat luând în consideraţie fie valoarea tensiunii, fie valoarea tensiunii de deformare.

În cazul uzual, în care caracterizarea propagării instabile a fisurii se face prin intermediul tensiunii, starea de tensiuni de la frontul fisurii este evidenţiată prin factorul de intensitate a tensiunilor, K, a cărui expresie analitica generală ia în consideraţie atât valoarea tensiunii exterioare în zona de amplasare a fisurii, σ, cât şi lungimea fisurii şi un factor geometric, conform expresiei :

( )iLacK ,βπσ ⋅⋅⋅= (5.21) în care : c este semilungimea fisurii, măsurată pe direcţia pe care fisura se extinde ; β – funcţie având ca variabile dimensiunile fisurii şi dimensiunile caracteristice, Li, ale piesei care conţine fisura. Factorul de intensitate a tensiunilor pentru modul I de propagare prin deschidere a fisurii,

notat KI, reprezintă un parametru ce caracterizează concentrarea tensiunilor la vârful defectelor asimilabile cu fisuri existente în conducta de polietilenă solicitată la presiune interioară.

Condiţia de neiniţiere a unui proces de propagare instabilă a fisurii (rupere) este :

ICI KK ≤ (5.22)



În relaţia anterioară, KIc, este o caracteristică a materialului din care este confecţionată conducta numită” factorul critic de intensitate a tensiunilor”. Acesta se determină prin încercări mecanice specifice . KIc reprezintă capacitatea materialului de a rezista unui câmp de tensiuni ce acţionează la vârful fisurii, având ca efect propagarea acesteia.

În condiţiile egalităţii KI=KIc, proiectarea unei conducte având posibile defecte de material asimilabile cu o fisura constă în determinarea uneia dintre variabilele din expresiile (5.21) şi (5.22), în condiţiile în care celelalte două variabile au valori cunoscute. Cele trei variabile sunt :

KIc – caracteristica de material; σ - nivelul solicitării; c - dimensiunea defectului.

Astfel, spre exemplu, se poate determina nivelul admisibil al solicitării conductei, σ, pentru o anumită calitate de material şi o anumită stare defectologică, pentru a nu surveni ruperea în exploatare.

5.4.2. Cercetarea experimentală a caracteristicilor de material specifice aplicării

mecanicii ruperii materialelor.

Estimarea duratei de viaţă a unei conducte din polietilenă solicitată la presiune interioară prin aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor impune determinarea experimentală a factorului critic de intensitate a tensiunilor şi a vitezei de propagare a fisurilor. Este important de menţionat faptul că în cadrul încercărilor de scurtă durată specifice mecanicii ruperii este reprodus mecanismul de deteriorare în timp a materialului, ce constă din iniţierea şi propagarea fisurilor.

Cercetările experimentale desfăşurate în cadrul tezei de doctorat s-au efectuat pe epruvete prelevate din peretele unei ţevi din polietilenă de înaltă densitate PEHD100, utilizată în prezent în ţara noastră la fabricarea ţevilor pentru conductele de distribuţie a gazelor naturale, având diametrul de 355mm, SDR 11 iar grosimea de perete de 33mm.

În cadrul experimentelor s-au efectuat urmatoarele cercetări : 1. Determinarea factorului critic de intensitate a tensiunilor, conform ASTM E399 şi

ASTM 1820; 2. Determinarea vitezei de propagare a fisurilor, utilizând epruvete de mecanica ruperii

de tip compact (CT); 3. Determinarea curbei de durabilitate tensiune-număr de cicluri până la rupere, pe

epruvete de tip bară cilindrică crestată (CRB,Cracked Round Bar).

5.4.2.1.Determinarea factorului de intensitate a tensiunilor, KI.

Se vor analiza cele două cazuri posibile şi care caracterizează experimentele din lucrarea

de doctorat: iniţierea şi propagarea defectelor de tip fisură lor prin peretele conductelor din polietilenă, parţial sau total.

A. Factorul de intensitate a tensiunilor pentru cazul unui defect de tip fisură pătrunsă Expresia factorului de intensitate a tensiunilor pentru o fisură logitudinală patrunsă, într-o

conductă sub presiune cu lungime mare, este dedusă prin analogie cu situaţia unei plăci plane cu o fisură patrunsă, cu introducerea unui factor de corecţie necesar trecerii de la placă plană la ţeavă. Acest factor denumit uzual, şi factorul de corecţie Folias şi notat MT, este o funcţie de raportul λ=c/√Rt, unde c, este semilungimea fisurii, R, este raza medie a ţevii, iar t, este grosimea peretelui ţevii. Factorul de corecţie depinde numai de caracteristicile geometrice ale fisurii şi ale conductei.

Pentru factorul de corecţie MT, se utilizează uzual urmatoarele expresii, [215] :



42 0135,0255,11 λλ −+=TM , (5.23)

cunoscută ca expresia lui Folias;

λλ 25,14,05,06,0 −⋅+⋅+= eM T , pentru ω<5 (5.24) 5,0)9,1(761,1 −= λTM , pentru ω≥5 (5.25)

unde : 4 2 )1(12 λνω −= , în care ν este coeficientul lui Poisson, cunoscută ca expresia lui Erdogan.

Se recomandă utilizarea următoarei expresii mai simple :

261,11 λ+=TM , pentru λ<1. (5.26)

Factorul de intensitate a tensiunilor are expresia :

cMK TI ⋅⋅⋅= ⋅ πσ , (5.27)

în care : tD⋅⋅

=2πσ , reprezintă tensiunea circumferenţială în conductă (D şi t,

reprezintă diametrul şi respectiv grosimea peretelui conductei ).

B. Factorul de intensitate a tensiunilor pentru cazul unui defect de tip fisură nepatrunsă În literatura de specialitate s-au propus diferite modele pentru analiza factorului de

intensitate a tensiunilor corespunzator fisurilor superficiale, semieliptice în ţevi cu dimensiuni finite. Aceste soluţii sunt deduse prin analogie cu situaţia unei plăci plane infinite cu o fisură semieliptică, supusă unei stări de tensiuni uniaxiale de tracţiune sau încovoiere, introducând coeficienţi de corecţie pentru cazul grosimii finite.

O expresie recomandată în literatura de specialitate pentru factorul de intensitate a tensiunilor, ca optimă din punct de vedere ingineresc pentru fisura semieliptică cu pătrunderea a<t, fig.5.6., conform [215], [216] este:

TMFFI MataM

acMK ⋅

Φ⋅⋅

⋅

⋅

−Φ+=

πσ8

, (5.28)

în care : MF este o funcţie ce depinde de geometria fisurii (a/c);

ϕϕπ

de f∫ ⋅⋅−=Φ2/

0

22 sin1 , integrala eliptică completă de ordinul al doilea;

2

1

−=

caef

;

ta

Mta

M TTM

−

−=

1

/1 , - factor de corecţie ce ţine seama de curbura învelişului

cilindric şi de creşterea tensiunii datorită deformaţiilor radiale în vecinatatea rădăcinii fisurii.



În ultima relaţie, MT este factorul de corecţie Folias, având una din expresiile (5.23), (5.24), (5.25),(5.26).

Fig.5.12. Geometria fisurii nepătrunse în peretele (grosimea) ţevii

din polietilenă solicitată hidrostatic la interior. unde: D este diametrul exterior al ţevii,(mm); Ri – raza interioară a ţevii, (mm); e – grosimea peretelui ţevii,(mm); c - semilungimea fisurii, (mm); a - adâncimea fisurii, (mm); x - direcţia de creştere a fisurii, (frontul); ϕ - unghiul fisurii; P – presiunea interioară de solicitare a ţevii, (MPa).

Pe baza unei abordări similare cu cea prezentată în lucrările, [215],[216 ], se propune următoarea relaţie pentru determinarea factorului de intensitate a tensiunilor:

( ) 2/122 cos1 ϕπσ⋅−⋅⋅⋅

Φ

=Κ fI ea , (5.29)

în care : ef este excentricitatea elipsei ce conţine frontul fisurii iar integrala Φ are

semnificaţiile prezentate anterior. Valoarea maximă a factorului de intensitate a tensiunilor se realizează pe direcţia

pătrunderii maxime a fisurii în corpul ţevii (φ=π/2) şi are expresia :

aI ⋅⋅

Φ

=Κ πσ (5.30)

Ţinând seama că fisura eliptică are axa mare cuprinsă în planul suprafeţei libere a piesei, relaţia (5.30) este corectată pentru luarea în consideraţie a efectului de concentrare a tensiunilor produse de defect, sub forma, [216]:

( )σ

πσσ

πσQ

a

R

a

C

I⋅

⋅⋅=

−Φ

⋅⋅⋅=Κ 1,1

212,0

1,1 22

, (5.31)

în care RC este limita de curgere a materialului.

D

P

ϕ



5.4.2.2.Determinarea vitezei de propagare a fisurilor, utilizând epruvete de mecanica ruperii de tip compact (CT)

Durata de exploatare tf, a unei ţevi din polietilenă de înaltă densitate, solicitată la presiune interioară şi cu o grosime de perete,s, se poate calcula cu ajutorul formulei :

∫ ⋅+⋅=+= −

s

aq

ppif KA

daKBttt0

0 , (5.32)

unde : ti este timpul de iniţiere a fisurii , (h);

pi KAt −⋅= (5.33)

tp - timpul necesar pentru ca un defect de dimensiune iniţială, a0, să se propage până la rupere pe toată grosimea peretelui ţevii , (h) se determină prin integrarea expresiei vitezei de propagare a fisurilor:

∫ ⋅=⇒

⋅=⇔⋅=⇔⋅=

s

aqpqp

q

p

q

KAdat

KAdadtKA

dtdaKAa

0

, (5.34)

K0 - corespunde valorii lui a0 (mărimea iniţială a defectului fisurii), are valoare constantă atâta timp cât presiunea din conductă este constantă, (MPa m1/2);

a - este viteza de creştere şi propagare a fisurii (mm/s); a – dimensiunea fisurii, (mm); A, B, p şi q sunt parametrii de material care depind şi de temperatura mediului încercării. s Ξ e – grosimea de perete a conductei de polietilenă Viteza de propagare a fisurilor în materialul cercetat (PEHD) s-a determinat

experimental utilizând următoarea metodologie: - s-au utilizat epruvete de tip CT (Compact Tension) prelevate din peretele ţevii; - epruvetele au fost solicitate cu diferite viteze constante de deplasare a bacurilor, înregistrând simultan nivelul solicitării şi lungimea fisurii; - s-a determinat factorul de intensitate a tensiunilor la vârful fisurii, utilizând atât expresia propusă în ASTM E 647-05, cât şi expresia propusă în norma NACE TM 0177/90; - s-a stabilit dependenţa dintre viteza de propagare a fisurii şi factorul de intensitate a tensiunilor.

Cunoscând valoarea forţei, lungimea fisurii şi dimensiunile epruvetei s-a calculat

valoarea factorului de intensitate a tensiunilor la vârful fisurii, KI, folosind modelele expuse în ASTM E 399, ASTM 1820, ASTM E 647-05 şi NACE TM 0177/90.

a) – conform ASTM E 647-05 :

( )

( )4322/3

0

60,572,1432,1364,4886,012

QQQQQ

n

QI WBB

FK αααα

αα

−+−+−

+⋅

⋅⋅= , [KI,1] (5.35)



în care : FQ este forţa care se determina din graficul dependenţei F=fQ(δ), aşa cum se prezintă în fig. 5.3.;

αQ=aQ/W, aQ – lungimea fisurii la sfârşitul încercării. b) – conform NACE TM 0177/90 :

2/3

3/1

38,232

hbbb

ahaF

K nI ⋅

⋅+⋅

= , [KI,2]. (5.36)

unde: F este forţa de solicitare ,(N); a – lungimea fisurii,(mm); h – distanţa între vârful precrestării şi axa de aplicare a forţei, (mm); b – grosimea epruvetei, (mm); bn– distanţa dintre vârfurile precrestărilor laterale ale epruvetei,(mm).

S-au folosit epruvete din polietilenă de tip PEHD100 , decupate din ţeavă cu Dn355mm, s=33mm, SDR11. Încercările preliminare au arătat ca pentru a asigura propagarea fisurii în planul crestăturii epruvetei, este necesară prelucrarea pe ambele feţe ale epruvetei a două crestături laterale, în lungul crestăturii iniţiale. Epruvetele tip CT, sunt prelucrate prin frezare şi au geometria şi dimensiunile prezentate în fig.5.7. . După prelucrare, crestătura s-a adâncit cu o prefisură realizată cu o lamă de ras pentru ca raza la vârful acestei crestături să fie cât mai mică.

Fig.5.13. Epruveta CT cu crestătura şi prefisurată S-au efectuat urmatorele încercări: - încercări la solicitării cu viteza constantă de deplasare a bacurilor; - încercări pentru determinarea factorului critic de intensitate a tensiunilor KIc. Încercările au fost realizate pe o maşina tip INSTRON 8801, capabilă să realizeze solicitări variabile, cu diferite frecvente, cu cicluri având coeficientul de asimetrie R=[-1÷ +1], cu Fmax≤ 50KN. Pentru prinderea epruvetelor pe maşina s-au realizat dispozitive de prindere în conformitate cu cerinţele formulate de ASTM E 647-05.



Pentru solicitarea cu viteză constantă de deplasare a bacurilor s-au utilizat vitezele de 0,5mm/min; 1mm/min; 2 mm/min; 10 mm/min; 25 mm/min; 50 mm/min. În timpul fiecărei încercări s-a înregistrat continuu cu o camera video imaginea epruvetei solicitate şi propagarea fisurii până la rupere. După efectuarea încercării, din film au fost extrase imagini la intervale convenabile de timp şi s-a masurat lungimea fisurii. Prin corelarea datelor înregistrate pe calculator cu imaginile descărcate din camera video, s-a determinat legatura dintre deplasarea pe direcţia forţei, lungimea fisurii şi forţa. Cunoscând lungimea fisurii şi forţa se poate calcula valoarea factorului de intensitate a tensiunilor la vârful fisurii, KIc. Rezultatele încercărilor sunt prezentate în anexa A. Încecările pentru determinarea factorului critic de intensitate a tensiunilor KIc, s-au realizat pe acelaşi tip de epruvetă după prefisurare, cu următorii parametri :

- forţa maximă : 1100 N; - caracteristica ciclului : R=0,1; - frecvenţa de solicitare : f=5Hz; - numărul total de cicluri de solicitare : N=75000.

După prefisurare, epruvetele au fost supuse, pe aceeaşi maşină, cu aceleaşi dispozitive de lucru, la o solicitare cu forţa F monoton crescătoare, pentru a se produce deschiderea fisurii şi iniţierea procesului de propagare a ruperii. În cursul acestei solicitări s-a înregistrat dependenţa dintre intensitatea forţei F aplicată pe epruvetă şi deschiderea fisurii δ (masurată ca distanţa de la vârful fisurii, la zona de amplasare a extensiometrului), care a fost utilizată pentru a determina o valoare a tenacităţii KC, în conformitate cu metoda recomandată de standardele ASTM E 399 [13], ASTM E 1820 [14] şi ASTM E 647-05/2008 [10], metoda dezvoltată în articolul [197] aplicând relaţia :

( )

( )4322/3

0

60,572,1432,1364,4886,012

QQQQQ

n

QIc WBB

FK αααα

α

α−+−+

−

+⋅

⋅⋅= (5.37)

în care : FQ este forţa care se determină din graficul dependenţei F=fQ(δ), aşa cum se

prezintă în fig.5.8.,(N);

αQ=aQ/W, - factor care ţine cont de geometria epruvetei; aQ – lungimea fisurii la sfârşitul încercării, (mm). Valoarea critică a factorului de intensitate al tensiunii este : 2

1743.0 mMPaK Ic ⋅=

Fig.5.14. Modul de determinare a mărimilor necesare calculului factorului critic de intensitate a tensiunii, KIC.



Curba forţă–deplasare şi elementele necesare de calcul determinate pe epruveta încercată, sunt prezentate în fig.5.15.

Fig.5.15. Curba forţă–deplasare

Pe baza metodologiei prezentate anterior s-au măsurat valorile mărimilor timp, creşterea fisurii, forţa de solicitare, deplasarea bacurilor, apoi s-au calculat mărimile care interesează cercetarea: lungimea fisurii şi factorul de intensitate a tensiunilor. Tabelele A.1.÷ A.6. din anexa A conţin toate datele numerice necesare trasării graficelor de dependenţă forţa – deplasare, forţa – creşterea fisurii, forţa – lungimea fisurii, lungimea fisurii – timp, pentru ca apoi să se calculeze dependenţele KI – timp, KI – viteza de creştere a fisurii şi da/dt – KI, prezentate în fig. 5.16 ÷ 5.23 şi în fig. 5.25. În fig.5.16 se prezintă suprapunerea a şase grafice corespunzatoare vitezelor de solicitare, constante. În fig.5.16 se prezintă dependenţele forţă-deplasarea bacurilor pentru şase viteze de solicitare.



Fig.5.16. Dependenţa, forţă - deplasare, cu valori obţinute pe epruvete tip CT, la t=23ºC,

pentru şase viteze diferite de solicitare

Ramura ascendenta a fiecarei curbe are un caracter relativ liniar şi reprezintă deformarea epruvetei până la momentul iniţierii procesului de fisurare, în apropierea maximului curbei , iar ramura descendentă corespunde procesului de propagare a fisurii, până la ruperea epruvetei. Rezultatele experimentale evidenţiate în fig.5.16, sunt comparabile cu cele prezentate în literatura de specialitate (vezi în cap. 4.4.5.3.,fig. 4.48, [3]). În fig.5.17, sunt prezentate graficele dependenţei forţă-creşterea fisurii Δa, la temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.



Fig.5.17. Rezultatele experimentale obţinute pe epruvete tip CT, care sub forma grafică evidenţiază influenţa

solicitării (forţei), asupra iniţierii şi dezvoltării (creşterii) fisurii. Ramurile ascendente ale graficelor reprezintă deformarea epruvetei. Punctele de maxim reprezintă momentele când fisurile încep să se propage., dezvoltându-se relativ proporţional şi liniar cu solicitarea. Rezultatele experimentale evidenţiate sub forma grafică în fig.5.17., sunt similare celor prezentate în literatura de specialitate prezentate în, [3]. În fig.5.18. sunt prezentate graficele dependenţei forţă-lungime totală a fisurii, la temperatura de 23ºC şi valori constante ale vitezei de solicitare.



Fig.5.18. Rezultatele experimentale obţinute pe epruvete din PE care evidenţiază dependenţa dintre variaţia solicitării (forţei) şi valorile lungimii fisurii.

Valoarea iniţială de pe axa orizontală (20mm), corespunde distanţei de le vârful crestăturii epruvetei până la dreapta care uneşte centrele alezajelor bacurilor de fixare ale epruvetelor, prezentată în fig. 5.19.



Fig.5.19. Influenţa timpului asupra valorii lungimii fisurii, pe epruvete tip CT din PEHD

Creşterea fisurii este aproape imperceptibilă pentru durate de timp relativ lungi, atunci când solicitarea se face cu viteză foarte mică (0,5mm/min). Odată cu creşterea vitezei de solicitare, lungimea fisurii creşte relativ rapid . La viteze mari de solicitare (50mm/min), fisura se propagă foarte repede iar lungimea acesteia capătă valori maximale. Rezultatele experimentale obţinute sunt comparabile cu datele din literatura de specialitate prezentate în cap.4.4.5.3., în fig.4.49, [3]. Pentru estimarea vitezei de propagare a fisurilor este necesar calculul factorului de intensitate a tensiunilor.

Pentru determinarea valorilor factorului de intensitate a tensiunilor, KI, s-a utilizat expresia propusă în ASTM E 647-05/2008 (relaţia 5.36), valorile obţinute fiind simbolizate KI,1.

Variaţia în timp a valorii factorului de intensitate a tensiunilor este reprezentată în fig. 5.20., pentru cele şase viteze de încercare.



Fig.5.20 Influenţa timpului asupra valorilor factorului de intensitate a tensiunilor KI,1.

În fig. 5.21 sunt prezentate graficele dependenţei lui KI,1 de viteza de creştere a fisurii, în aceleaşi condiţii de temperatură şi cu aceleaşi viteze constante de solicitare.

Fig.5.21 Dependenţa factorului de intensitate a tensiunilor KI,1, de valorile vitezei de creştere a fisurii.



Dependenţa vitezei de creştere a fisurii faţă de KI,1, în condiţiile de temperatură ambiantă şi diferite viteze de solicitare, este prezentată în fig. 5.22.

Reprezentată în coordonatele dublu logaritmice dependenţa liniară dintre factorul de intensitate a tensiunilor şi viteza de propagare a fisurilor conduce la o expresie de tipul celei propuse de Paris.

Fig.5.22 Viteza de creştere a fisurii în funcţie de valoarea factorului de intensitate a tensiunilor, pentru

viteze de solicitare de valori diferite. Spre exemplu, pentru KI,1=3,26439 MPa⋅m1/2, da/dt=0,03401mm/s (vezi anexa A: tab.

A1 ) şi pentru viteza de solicitare v=0,5mm/min, relaţia lui Paris are urmatoarea expresie:

1,41,

81032,5 IKdtda

⋅⋅= −, (5.38)

În cazul solicitării v=2mm/min din graficul prezentat în fig. 5.22. relaţia lui Paris se poate scrie sub forma:

66,481054,5 IK

dtda

⋅⋅= − (5.39)

Pentru celelalte viteze de solicitare se pot scrie relaţii similare care verifică aceeaşi lege empirică. Graficele din fig.5.22.,sunt relativ similare cu cele publicate în literatura de specialitate, [3]. Prin integrarea relaţiilor 5.39. sau 5.40. se obţine durata de viaţă pentru conductele din PEHD, care au un defect iniţial de dimensiunea a0, conform expresiei.

∫ ⋅=

e

amKC

dat0

(5.40)

În fig.5.23., sunt prezentate graficele de dependenţă a vitezelor de creştere a fisurii, faţă de factorul KI,1, pentru şase viteze de valori diferite de solicitare , în condiţiile temperaturii ambiante t =23ºC.



Fig.5.23. Influenţa factorului KI,1, asupra vitezei de creştere a fisurii.

Valoarea exponentului factorilor de intensitate a tensiunilor de 4,1 (relaţia 5.38.) este foarte apropiată de valoarea obţinută în lucrarea [149], unde în urma încercărilor experimentale s-a obţinut valoarea 4,0 a exponentului ( vezi fig. 5.24.)

Fig. 5.24 Dependenţa vitezei de creştere a fisurii la fluaj funcţie de KI,1,

cu valori între (0,8 ÷ 1,3)MPam1/2.

Graficul dependenţei lungimii fisurii, de factorul KI,1 , la temperatura ambiantă şi la diferite viteze de solicitare, este prezentat în fig.5.25.



Fig.5.25. Dependenţa lungimii fisurii de factorul KI,1 la epruvetele tip CT

la temperatura 23°C şi la viteze de solicitare diferite

Valorile lui KI1 influenţeaza relativ puţin creşterea fisurii în polietilene, indiferent de vitezele de solicitare. Rezultatele experimentale obţinute sunt comparabile cu cele comunicate în literatura de specialitate , ca de exemplu în fig. 5.26, [156, fig. 11].

Fig.5.26. Lungimea fisurii la polietilene de tip PE80 şi PE100, în funcţie de factorul KI,max

la temperatura 23°C , f=5 Hz şi R=0,1

Pentru determinarea valorilor factorului de intensitate a tensiunilor necesare estimării vitezei de propagare a fisurilor, s-a utilizat şi formula de calcul (relaţia 5.36),[5], valorile obţinute fiind simbolizate KI,2.. În fig. 5.26. sunt prezentate graficele dependenţei lui KI,2, în funcţie de timp, la temperatura ambiantă şi la diferite viteze de solicitare.

Lung

ime

fisu

ră (m

m)



Fig.5.27. Variaţia lui KI,2 în fincţie de timp, obţinută cu rezultatele pe epruvetele

tip CT din PE100 la temperatura 23°C Graficele dependenţei KI,2, în funcţie de viteza de creştere a fisurii, pentru t=23°C şi diferite viteze de solicitare, sunt prezentate în fig. 5.28

Fig.5.28. Rezultatele obţinute pe epruvetele tip CT, prezentate grafic sub forma dependenţei lui K I,2,

de viteza de creştere a fisurii.

În fig. 5.29 este prezentat graficul vitezei de creştere al fisurii , în funcţie de KI,2 , pentru temperatura de 23°C şi diferite viteze de solicitare.



Fig.5.29. Viteza de creştere a fisurii în funcţie de valoarea factorului de intensitate

a tensiunilor pentru diferite viteze de solicitare

Reprezentată în coordonate dublu logaritmice, dependenţa liniară dintre factorul de intensitate al tensiunilor şi viteza de propagare a fisurilor conduce la o expresie de tipul celei propuse de Paris. Spre exemplu, pentru viteza de solicitare v=0,5mm/min, KI,2=3,95934MPa⋅m1/2 şi da/dt=0,03401mm/s (conform anexa A, tab. A.1), relaţia lui Paris are urmatoarea expresie :

1,42,

81076,2 IKdtda

⋅⋅= − (5.41)

Relaţii similare cu ecuaţia lui Paris pot fi scrise şi pentru celelalte viteze de solicitare. Graficul de creştere a fisurii în funcţie de factorul KI,2, este prezentat în fig. 5.30, în condiţiile t=23°C şi pentru diferite viteze de solicitare.

Fig.5.30. Dependenţa vitezei de creştere a fisurii, în funcţie KI,2,

la temperatura 23°C şi viteze de solicitare diferite

Rezultatele experimentale prezentate în fig. 5.30 sunt comparabile cu datele publicate în articole de specialitate, [149], [150], [156]. In fig. 5.31. este prezentat graficul dependenţei lungimii fisurii, în funcţie de KI,2 , pentru temperatura de 23°C şi diferite viteze de solicitare.



Fig.5.31. Lungimea fisurii în funcţie de KI2 la epruvete din PE la temperatura 23°C şi la viteze diferite de solicitare

Se observă că, independent de viteza de solicitare, dependenţa dintre lungimea fisurii şi

factorul de intensitate al tensiunilor poate fi considerată cu o bună aproximaţie ca fiind liniară, în acest fel se confirmă relaţia lui Paris. În timpul experimentelor s-au observat instabilităti în propagarea fisurilor până la rupere, manifestate în aspectul neregulat al curbelor de tip forţă-deplasare şi forţă-lungimea fisurii.

5.4.2.3. Cercetarea vitezei de propagare a fisurilor în îmbinările sudate ale ţevilor din polietilenă

Materialul din zona îmbinărilor sudate ale ţevilor din polietilenă a fost supus unor procese termomecanice care îi pot influenţa comportarea în exploatare. Pentru clasificarea acestei ipoteze s-a efectuat o cercetare comparativă privind viteza de propagare a fisurilor în materialul de bază şi în cusătura sudată a unei ţevi din polietilenă PE 100, SDR 11, Dn 355, s=33mm.

Schema de prelevare a epruvetelor din ţeava din PE100, SDR11 Dn 355, s=33mm este prezentată în fig. 5.32.

Fig.5.32. Tipuri de epruvete



Asigura propagarea fisurii în planul crestăturii prelucrarea pe ambele feţe ale epruvetei a două crestături laterale, în lungul crestăturii iniţiale.

S-au utilizat epruvete tip CT (fig.5.13) prelucrate prin frezare. După prelucrare, crestătura

s-a adâncit cu o prefisură realizată cu o lamă de ras pentru ca raza la vârful crestăturii sa fie cât mai mică realizându-se prefisurarea. Încercările s-au efectuat prin solicitarea la tracţiune a epruvetelor tip CT cu viteza constantă de deplasare a bacurilor şi înregistrarea variaţiei în timp a tuturor parametrilor încercării.

În tab. B.1 ÷ B.3 (vezi Anexa B) sunt prezentate valorile calculate în baza cărora s-au

trasat graficele 5.29÷5.37. În fig. 5.33. sunt prezentate graficele dependenţei forţă - deplasare, pentru temperatura

ambiantă şi diferite viteze de solicitare.

Fig.5.33. Rezultatele experimentale obţinute pe epruvete din PE care evidenţiază influeţa solicitării(forţei) asupra iniţierii şi dezvoltării (creşterea) fisurii

Ramura ascendentă a curbei cu caracter relativ liniar reprezintă deformare epruvetei până

la momentul iniţierii procesului de fisurare şi de propagare a acesteia. Punctul de maxim al



curbei corespunde practic momentului iniţierii propagării fisurii, în timp ce ramura descrescatoare corespunde etapei de propagare a fisurii.

Se observă că graficul pentru epruveta decupată din zona cusăturii sudate are un

comportament mai slab cu precădere pe ramura descendentă, în sensul că odată aparută fisura (defectul) acesta se propagă fără să mai evidenţieze un palier de rezistenţă ca la epruveta din materialul de bază. În concluzie caracteristicile zonei sudate sunt semnificativ mai slabe decât cele ale materialului de bază.

În fig. 5.34. sunt prezentate graficele dependenţei forţă - creşterea fisurii, Δa pentru

temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.

Fig.5.34. Rezultatele experimentale obţinute pe epruvete din PE care evidenţiază influenţa solicitării(forţei)

asupra iniţierii şi dezvoltării (creşterea) fisurii Ramurile ascendente ale graficelor reprezintă deformarea elastică a epruvetei şi creşterea

foarte lentă a fisurii, imperceptibilă aproape în condiţiile în care forţa de solicitare a crescut de ordinul miilor de newtoni. Punctele de maxim reprezintă momentul când fisura începe să se propage, dezvoltându-se relativ proporţional şi liniar cu solicitarea.



Caracteristicile materialului zonei de topitură a sudurii sunt relativ mai slabe decât cele ale materialului de de bază. Ca un corolar, este de preferat un defect în materialul de baza decât un defect de tip fisură în zona sudată.

Rezultatele experimentale evidenţiate în graficele din fig. 5.30. sunt comparabile cu cele obţinute în literatura de specialitate prezentate în [3].

În fig. 5.35. sunt prezentate graficele dependenţei lungimea fisurii - timp, pentru temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.

Fig.5.35. Variaţia lungimii fisurii de timp la epuvetele din PE la temperatura 23°C şi viteze diferite de solicitare

Creşterea fisurii este aproape imperceptibilă pentru durate de timpi relativ lungi atunci

când solicitarea se face cu viteză foarte mică (0,5mm/min). Odată cu creşterea vitezei de solicitare, lungimea fisurii creşte relativ rapid. Se observă clar că fisura din epruveta prelevată din sudură are lungimea mai mare pe toată durata de dezvoltare a acesteia, faţă de fisura corespunzatoare epruvetei din materialul de bază. Acest comportament indică faptul că pentru defectele identice în sudură şi în materialul de bază la o conductă, prima cedare va apărea în zona sudată. La viteze de solicitare mari într-un timp foarte scurt fisura se propagă pe toata grosimea peretelui conductei.

Pentru estimarea vitezei de propagare a fisurilor în funcţie de nivelul solicitării, exprimat prin factorul de intensitate a tensiunilor, s-a calculat factorul de intensitate a tensiunilor utilizând



atât expresia propusă în ASTM E 647-05/2008 (relaţia 5.35.), simbolizat KI,1, cât şi expresia propusă în ANSI/NACE TM 177/96 (simbolizat KI,2 , relaţia 5.36.).

În fig. 5.36 sunt prezentate graficele dependenţei lui KI1 şi KI2 în funcţie de timp, pentru temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.

Fig.5.36. Dependenţa lui KI1 şi KI2 de timp pentru rezultatele obţinute pe epruvetele din PE la temperatura 23°C şi la viteze diferite de solicitare

Se observă că se poate considera cu o bună aproximaţie faptul că factorul de intensitate a

tensiunilor are o valoare relativ constantă, reprezentată cu linie întreruptă, în ambele grafice. Această valoare este utilizată la determinarea expresiei vitezei de propagare a fisurilor.

Discontinuităţile în propagarea fisurilor se datorează unor procese de propagare instabilă a fisurii, care întrerup procesul de propagare stabilă a acesteia.

În fig. 5.37 sunt prezentate graficele dependenţei lui KI1 şi KI2 în funcţie de viteza de creştere a fisurii, pentru temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.



Fig.5.37. Rezultatele obţinute pe epruvetele CT la temperatura 23°C şi la viteze diferite de solicitare prezentate sub forma dependenţei lui KI1 şi KI2 de creştere a fisurii

În fig. 5.38 sunt prezentate graficele dependenţei lui KI1 de viteza de creştere a fisurii,

pentru temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare. Dependenţa liniară dintre valorile vitezei de propagare a fisurilor şi factorul de intensitate a

tensiunilor reprezentată în coordanate dublu logaritmice, conduce la expresia vitezei de propagare a fisurilor de forma relaţiei propuse de Paris:

5,5

1,81088,9 IK

dtda

⋅⋅= − (5.42)

Pentru celelalte viteze de solicitare se pot scrie relaţii similare care verifică aceeaşi lege

empirică prezentată mai sus. În fig. 5.38. este prezentat graficul dependenţei vitezei de creştere a fisurii de KI1, pentru




Fig.5.38. Viteza de creştere a fisurii în funcţie de valoare factorului de intensitate a tensiunilor, KI1 pentru diferite viteze de solicitare

Dependenţele liniare din fig. 5.38 confirmă relaţia lui Paris (ec. 4.37). Spre exemplu pentru viteza de solicitare v=10mm/min, KI1=1,140MPa·m1/2 şi da/dt=0,060mm/s (conform anexa B, tab. B.3) relatia lui Paris are urmatoarea expresie:

5,5

1,61083,5 IK

dtda

⋅⋅= − (5.43)

În fig. 5.39. este prezentat graficul dependenţei vitezei de creştere a fisurii , de KI2, pentru


Fig.5.39. Viteza de creştere a fisurii în funcţie de valoare factorului de intensitate a tensiunilor, KI2 pentru diferite viteze de solicitare

În fig 5.40 este prezentat sintetizat în graficul dependenţei vitezei de creştere a fisurii de KI1, pentru temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.



Fig.5.40. Dependenţele vitezelor de creştere a fisurilor cu KI1 şi respectiv KI2 la temperatura 23°C şi la viteze diferite de solicitare

Liniaritatea graficelor confirma exprimarea vitezei de propagare a fisurilor prin relaţia lui

Paris. Singura diferenţă este cea a pantei mai mari a graficului corespunzător epruvetei din cusătura sudată, care confirmă dezvoltarea şi propagarea mai rapidă a fisurii în aceasta.

În fig 5.41 sunt prezentate graficele dependenţei lungimii fisurii de KI1 şi respectiv de KI2 (cf. NACE TM 0177/90,relaţia 5.36) , pentru temperatura ambiantă şi diferite viteze de solicitare.



Fig.5.41. Lungimea fisurii în funcţie de KI,1 şi KI,2 la epruvetele din PE la temperatura 23°C şi la viteze diferite de solicitare

Şi în acest caz se confirmă posibilitatea exprimării vitezei de propagare a fisurilor prin

relaţia lui Paris.

5.4.2.4. Cercetări privind determinarea curbei de durabilitate tensiune/factor de intensitate a tensiunilor - număr de cicluri până la rupere/durabilitate, pe epruvete tip bară cilindrică crestată (Cracked Round Bar, CRB).

Încercările s-au efectuat pe epruvete din PE100, SDR11 prelevate din peretele unei ţevi

cu Dn 355 şi cu grosime de perete egală cu s=33mm. Epruvetele au fost de tip bară rotundă, prefisurată, CRB, (cracked round bar), care au fost prelucrate prin strunjire, după care au fost crestate circumferenţial, apoi crestătura a fost adâncită cu lama de ras nouă realizându-se astfel un concentrator circular de tensiuni aşa cum se prezintă în fig. 5.36.

Încercarea s-a efectuat pe maşina universală INSTRON Model 8801 şi a constat în supunerea epruvetelor la solicitări variabile prin cicluri oscilante de tracţiune cu R = Fmin / Fmax =0,1 şi frecvenţa f = 1Hz, în aer. Epruvetele au fost solicitate până la rupere, înregistrându-se pentru fiecare nivel al solicitării numărul de cicluri până la rupere respectiv durata până la rupere în ore. Au fost supuse experimentărilor un număr de nouă epruvete.



Nivelul solicitărilor este apreciat prin mărimea variaţiei factorului critic de intensitate a tensiunilor ∆K, determinată cu relaţia, [71],[158] :

)(2 Rbf

Rab

bFK π

π∆

=∆ , (5.44)

unde: ∆F = Fmax – Fmin,(N); a, b şi R mărimi geometrice conform schiţei epruvetei, (mm);

)(Rbf se determină cu relaţia:

+

−

+

+=

432

731,0363,083

2115,0)(

Rb

Rb

Rb

Rb

Rbf (5.45)

Fig. 5.42 Geometria epruvetei şi rezultatele încercărilor la oboseală În coordonate dublu logaritmice dependenţa tensiune-număr de cicluri până la rupere

este liniară. Rezultatele cercetărilor prezentate în tab. 5.3. şi fig. 5.42. au evidenţiat faptul ca odată

cu scăderea solicitării, creşte durata până la rupere. Spre deosebire însă de oţeluri, unde aceasta dependenţa este liniară, la polietilenă se constată două domenii distincte privind comportarea la oboseală:

a) peste o anumită valoare a solicitării comportarea este ductilă; b) sub aceasta valoare comportare este cvasifragilă. Trecerea de la comportarea ductilă la cea cvasifragilă s-a produs aproximativ la

valoarea ΔKI=0,8 MPa. Încercarea reprezintă o metodă de evaluare a comportării PEHD la ruperea sub acţiunea

solicitărilor variabile, precum şi a comportării la propagarea fisurilor. Încercarea permite compararea diferitelor calităti de polietilenă, clasificându-le . Avantajul metodei este acela că permite reducerea substanţiala a duratei încercărilor

pentru caracterizarea diferitelor sorturi de materiale .



Tab. 5.2 Rezultatele încercărilor pe epruvete CRB

Epruveta R, mm

a, mm

b, mm

Fmin, N Fmax, N ∆F,

N

∆K,

MPa m

Rupere

Nr. cicluri Durata, ore

OA 1 7,05 0,8 6,25 290 2900 2610 1,07 460 0,13

OA 2 6,95 0,95 6,00 250 2500 2250 0,951 1452 0,40

OB 1 6,95 1 5,95 200 2000 1800 0,795 13700 3,80

OB 2 6,9 0,9 6,00 200 2000 1800 0,748 19510 5,42

OC 1 7,05 1 6,05 180 1800 1620 0,685 46100 12,81

OC 2 6,8 0,75 6,05 180 1800 1620 0,627 75050 20,85

OA3 6,9 0,75 6,15 160 1600 1440 0,520 112320 31,20

OB3 6,9 0,7 6,20 140 1400 1260 0,455 136420 37,89

OC3 6,8 0,75 6,05 100 1000 900 0,344 224570 62,38



Fig. 5.43 Epruvetele OA1,OA2,OB1,OB2,OC1 au suprafeţele de rupere corespunzătoare ruperii ductile, în

timp ce epruvetele OC2,OA3,OB3,OC3 au suprafeţele rupturii ligamentului corespunzătoare unei cedări cvasifragile.

Defectele îmbinărilor sudate constituie zone de iniţiere a proceselor de rupere. De accea, s-au analizat discontinuităţile şi defectele îmbinărilor sudate, [158],[71].

La ruperea ductilă, epruvetele prezintă o suprafaţă de rupere la care practic lipseşte aria corespunzatoare propagării fisurii, spre deosebire de epruvetele cu rupere cvasifragilă, la care după iniţierea fisurii, aceasta se propagă cu formarea unei suprafeţe netede. După atingerea unei anumite adâncimi a fisurii, tensiunea din ligament crescând, are loc ruperea finală cu caracter ductil. Fisurile nu au evoluat simetric pentru toate epruvetele, având drept cauze probabile excentricităţi ale aparaturii de încercare sau neomogenităţi ale materialului.

5.4.3. Cercetări privind elaborarea unui model de calcul pentru evaluarea durabilităţii conductelor din polietilenă Estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă de înaltă densitate în domeniul de

solicitări corespunzător presiunilor uzual utilizate în distribuţia gazelor naturale, are la bază faptul că în acest domeniu rupturile se produc prin iniţierea fisurilor de la defecte locale şi propagarea lor lentă, comportarea materialului având caracter cvasifragil (domeniul II al diagramei din fig. 4.11.). Acest mecanism de rupere este bine descris pe baza principiilor şi conceptelor mecanicii ruperii materialelor, dezvoltată şi larg aplicată pentru structurile metalice.

Caracteristicile de material necesare calculului de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă sunt factorul critic de intensitate a tensiunilor, KIc şi dependeţă dintre viteza de propagare a fisurilor, da/dt şi factorul de intensitate a tensiunilor KI.

Metodologia de determinare experimentală a acestor caracteristici pentru materialul PE100 şi valorile obţinute sunt prezentate în cap. 5.4.2.

Conductele alcătuite din ţevi din polietilenă lipsite de defecte geometrice, sunt solicitate în principal sub acţiunea tensiunilor circumferenţiale, datorate presiunii interioare, având expresia :



sDp

t 2⋅

=σ , (5.46)

în care: p este presiunea interioară, (bar); D – diametrul mediu al conductei (mm); s Ξ e – grosimea peretelui conductei,(mm). Presiunea interioară poate fi constantă sau variabilă. Defectele sau solicitările locale inevitabile la conductele din polietilenă (datorate

tehnologiilor de fabricare şi sudare, pozării conductelor fără pat de nisip, amprentelor produse de o terţă parte, etc.), conduc la concentrarea locală a tensiunilor, reprezentând zona susceptibilă la iniţierea şi propagarea fisurilor în cadrul proceselor de rupere. Defectele reale din corpul ţevilor de polietilenă pot fi asimilate cu defectele de tip fisură, cele mai periculoase pentru durabilitatea conductelor fiind cele cu planul amplasat normal pe direcţia solicitării maxime din exploatare (tensiunea circumferenţială).

Tensiunile maxime dezvoltate la vârful fisurii sunt exprimate prin factorul de intensitate a tensiunilor, KI.

Condiţia de neiniţiere a fenomenului de propagare instabilă a unei fisuri este: KI ≤ KIc , în care , KIc, reprezintă factorul critic de intensitate a tensiunilor, determinat ca o caracteristică de material prin încercări standardizate. În situaţia: KI>KIc , fisura amorsată sau existentă se propagă stabil cu o viteză specifică până când survine fie ruperea bruscă a conductei, fie are loc pătrunderea fisurii pe toată grosimea peretelui ţevii, cu pierderea etanşeităţii.

În funcţie de configuraţia şi dimensiunile defectelor prezente în conductele din polietilenă, durabilitatea conductelor, exprimată prin durata până la cedare în cazul solicitării statice, sau prin numărul de cicluri la solicitare până la rupere , în cazul solicitărilor variabile, cuprinde două etape:

1. Etapa de amorsare a fisurii, în care un defect neasimilabil cu o fisură, ia formă şi dimensiunile unei fisuri sub acţiunea solicitărilor din exploatare.

2. Etapa de propagare stabilă a fisurii. Renuntând la luarea în consideraţie a etapei de amorsare a fisurii, greu de estimat în

cazul conductelor din polietilenă, se obţine o estimare conservativă a duratei de viaţă. Perioada de creştere lentă a fisurii depinde de nivelul tensiunii circumferenţiale, de dimensiunea iniţială a fisurii defectului a0 şi de factorii geometrici privind fisura.

Durata de propagare a fisurii iniţiate se estimează pe baza vitezei de propagare a fisurilor în polietilenă, da/dt determinată experimental.

Pentru elaborarea unui model de estimare a duratei de viaţă a unei conducte din polietilenă solicitată la presiune interioară, s-a considerat că aceasta prezintă un defect exterior sub forma unei fisuri logitudinale eliptice cu adâncimea ”a” şi lungimea la nivelul suprafeţei exterioare de „2c”, fig. 5.44.



Fig.5.44. Geometria fisurii nepătrunse în peretele (grosimea) ţevii

din polietilenă solicitată hidrostatic la interior. Durata de viaţă a conductei, considerată până la momentul propagarii fisurii pe toată

grosimea peretelui ţevii,s-a determinat prin integrarea expresiei vitezei de propagare a fisurilor (relaţia 5.40 ). Limitele de integrare sunt adâncimea iniţială a defectului, fisurii , a0, şi grosimea de perete a conductei, e, (notatii conform API 579, [220 ]).

Relaţia (5.40 ), poate fi scrisă sub forma:

( ) pmaKA

dadt⋅

= , (5.47)

care prin integrare conduce la determinarea duratei de viaţă a conductei:

( ) 66,481054,5

00 I

e

am

e

a Kda

aKAdadt

p ⋅⋅=

⋅==

−∫∫ ∫τ , (5.48 )

Expresia evidentiază faptul că erori mici în determinarea factorului de intensitate a

tensiunilor sunt amplificate de faptul că exponentul mp, are valori importante (pentru cazul cercetat m=4.66). Ca urmare, este foarte importantă determinarea cât mai exactă a factorului de intensitate a tensiunilor şi a variaţiei acestuia, odată cu creşterea adâncimii fisurii, pe parcursul propagării acesteia, K(a).

În literatura de specialitate s-au propus diferite proceduri pentru determinarea factorului de intensitate a tensiunilor, unele dintre cele mai utilizate expresii fiind prezentate în BS 7910, [218], R6, [219 ], şi API 579, [220]. În paralel există şi posibilitatea să se obţină o expresie a factorului de intensitate a tensiunilor utilizând metode aproximative, ca metoda elementului finit.

Conform standardului britanic BS 7910, [218], Anexa M, factorul de intensitate a tensiunilor se calculează utilizând expresia generală (relaţia 5.51), în care σ caracterizează

R0



starea de tensiuni, iar Y ia în consideraţie dimensiunea finită a piesei, forma fisurii, poziţia frontului fisurii, efectul de concentrare a tensiunilor s.a.m.d.

Pentru factorul Yσ, se utilizează expresia :

Yσ =( Yσ)p+(Yσ)s , (5.49)

în care: ( Yσ)p şi ( Yσ)s, reprezintă contribuţiile tensiunii primare ( de membrană) şi ale tensiunii secundare ( de încovoiere, care în cazul solicitării conductei numai la presiune interioară, esta nulă).

Pentru calculul lui (Yσ)p, se propune relaţia:

(Yσ)p=M⋅fW⋅[ktm⋅Mkm⋅Mm⋅Pm+ ktb⋅Mkb⋅Mb⋅{Pb+(km-1)Pm}] . (5.50)

Fig. 5.45 K normalizat, soluţia pentru fisură pe exteriorul unui cilindru. [FITNET FFS-MK7-Annex A] Pentru toţi termenii care intervin în expresie, se prezintă relaţii de calcul; unii dintre aceştia

sunt nuli în cazuri particulare de solicitare (de exemplu în absenţa încovoierii). În normativul R6,[219], se prezintă o multitudine de expresii pentru factorul de intensitate

a tensiunilor pentru plăci, cilindri şi sfere de lungimi infinite. Soluţiile pentru KI, sunt date sub formă de tabele pentru rapoarte B/ri, (B este grosimea de perete), cuprinse intre 0,1 şi 0,25, a/2c, cu valori între 0,1 şi 0,5 pentru poziţiile θ=90°, (punctul A) şi θ=0°, (punctul B),

),2

,(4

0 ii

iiI r

Bc

aBafaK ⋅⋅⋅= ∑

=

σπ , (5.51 )

în care fi, sunt funcţii cu valori tabelate, ce iau în consideraţie elementele geometrice ale fisurii.

În standardul API 579, calculul factorului de intensitate a tensiunilor se realizează cu o expresie polinomială în care intervin coeficienţtii de influenţa notaţi G, pentru care se prezintă expresii analitce cu valori tabelate, în funcţie de caracteristicile fisurii.



În lucrarea ,(FITNET FFS-MK7), se prezintă o comparaţie a valorilor obţinute pentru KI, utilizând metodologiile propuse de BS 7910,[218], R6,[219], API 579, [220], pentru cazul unei fisuri exterioare, longitudinale, de formă semieliptică într-o conductă solicitată la presiune interioară.

Rezultatele prezentate în fig.5.34 ; (FITNET FFS-MK7, fig.5.1. ), arată că practic nu există diferenţe între rezultatele celor trei metode, (considerând de exemplu a/2c=0,1; B reprezentând grosimea de perete a conductei). Ca urmare, pentru estimarea duratei de viaţă a unei conducte din polietilenă cu defecte la calculul factorului de intensitate a tensiunilor, s-a optat pentru metoda propusă în API 579, [220], unde expresia de calcul a factorului de intensitate a tensiunilor este :

Q

aRaG

RaG

RaG

RaGG

RRRpK

i

iI

⋅

+

+

+

+⋅

−⋅

=π

4

04

3

03

2

02

01022

0

2

54322 , (5.52 )

unde : p este presiunea interioară, (MPa); elementele geometrice sunt prezentate în fig.5.35.; Ri – raza interioară a ţevii, (mm); R0 = Ri+t, raza exterioară a ţevii,(mm); t – grosimea peretelui ţevii, (mm); a – adâncimea fisurii,(mm); 2c – lungimea fisurii, (mm); Q – factor de formă care se calculează în funcţie de raportul x=a/c cu relaţia :

Q=1+1,464·x1,65, (5.53) Go şi G1, se calculează pentru un punct de la vârful fisurii cu relaţia :

i

ji

ijAG β∑==

=6

00

0 ,

i

ji

ijAG β∑==

=6

10

1 (5.54)

unde : coeficienţii Aij, se dau sub formă tabelară în funcţie de raportul t/R, al ţevii şi de rapoartele a/c şi a/t ale defectului de tip fisură.

Coeficienţii G2, G3, G4 se calculează în funcţie de G0 şi G1 cu ajutorul relaţiilor :

+⋅++⋅=

1210516

31516 321

2MMMqG , (5.55)



+⋅++⋅=

2031532

43532 321

3MMMqG , (5.56)

+⋅++⋅=

3034652562

5315256 321

4

MMMqG , (5.57)

unde : π

Qq 2= ; ( )

52432

011 −−= GGq

M ; : 32 =M ; ( )5826

103 +−= GGq

M . (5.58 )

Aplicarea acestui algoritm este posibilă prin utilizarea unui produs informatic dedicat. În cadrul lucrării s-a realizat un program în Mathcad care înglobează datele necesare determinării prin interpolare a valorilor coeficienţilor Aij, pentru cazul conductelor din PEHD100, SDR11 şi pentru orice raport x = a/c, ceea ce face posibil calculul factorului de intensitate a tensiunilor KI, fără a fi necesară consultarea tabelelor. Acelaşi program permite determinarea duratei până la cedare prin integrarea relaţiei 5.47, unde constanta A şi exponentul mp sunt determinaţi pe baza încercărilor de stabilire a vitezei de propagare a fisurilor în cazul materialelor plastice (respectiv PE100). Pentru verificarea modelului propus de estimare a durabilităţii conductei din polietilenă, ca aplicaţie numerică se consideră cazul unei conducte din PE100 cu De= 355mm, SDR11 şi s=34mm, care are o fisură longitudinală cu raportul a/c=constant=0,03125.

Relaţia (5.60) se foloseşte pentru definirea unei funcţii cu argumente virtuale; se vor utiliza pe cât posibil notaţiile din (5.60), dar în aceasta fază nu au valori.

Argumentele sunt diferite generic şi pot fi înlocuite cu valori reale pentru care se efectuează calculul:

fK(sig,G0,G1, kR,G2,G3, G4, a, Q) := sig ⋅(2⋅G0 +2⋅G1⋅kR2 + 4⋅G3⋅kR3+5⋅G4⋅kR4)⋅ Q

a⋅π (5.60)

Date de intrare x = a/c = 0,03125 x:=0,03125 e Ξ s

Dimensiunea conductă De:=355 e:=34 Re:= 2

De Ri:=Re – t Ri:=143,5

Dimensiunea defect a/t ae:=0,2 a:=ae⋅e ae:=6.8 aRi:= iR

a aRi:=4,739x10-3

Presiunea din conducta p, MPa p:=0,2 Coeficientul A şi exponentul mp al dependenţei vitezei de fisurare a factorului de factorul critic KIC A:=5,54x10-8

Stabilirea coeficienţilor Gi Coeficienţii G0 şi G1 sunt daţi în tab. C.13 din API 579 în funcţie de rapoartele e/R, a/2c şi a/e

În exemplul de calcul se va lua în consideraţie cazul e/R = 0,2369



Interpolând pentru această valoare în şirurile de valori pentru e/R =0,2 şi e/R = 0,33 din tab. 5.4. rezultă vectorii care conţin valorile lui G0 şi ale lui G1 pentru diferite valori ale adâncimii defectului considerat (a/e = 0,2÷0,8).

a/c = 0,03125 a/c = 0,0625 a/c = 0,03125 a/c = 0,0625

mat:=

8.06.04.02.0

0

mG01:=

090092.4714727.2790758.1302573.1135756.1

mG02:=

793715.3556363.2728953.1276886.1125064.1

mG11:=

792250.1273116.1951718.0749854.0691699.0

mG12:=

670185.1215690.1920030.0735773.0687528.0

Se interpolează în tabele pentru G0 şi G1 G0:= linterp(mat,mG01,ae) G1:= linterp(mat,mG11,ae) G0 = 1,303 G1 = 0,75

Se calculează Q ( relaţia C.15 din API 579) Se calculează şi termenul q util pentru calculele care urmează

Q=1+1,464·x1,65 Q = 1,005 ( )π

5.2: Qq ⋅=

Se calculează coeficienţii M1, M2 şi M3 ( relaţii C.266, C.267, C.268 din API 579)

( )( )

524013

22:1 5. −−⋅⋅

⋅⋅= GG

QM π

3:2 =M ( )

( )58020

26:3 5. +⋅−⋅

⋅⋅= GG

QM π

Se determină şi coeficienţii G2, G3, G4 (relaţii C.274, C. 276, C.277 din API 579)

+⋅++⋅=

123

105216

31

1516:2 MMMqG 559.02 =G

⋅+⋅++⋅= 3

2012

31532

41

3532:3 MMMqG 459.03 =G



⋅+⋅++⋅= 3

3012

2465256

51

315256:4 MMMqG 397.04 =G

Calculul factorului de intensitate a tensiunilor K1 Se calculează termenul sig care înmulţeşte paranteza din relaţia C.187 ( are valoarea

egală cu jumătate din tensiunea tangenţială corespunzătoare solicitării din presiune)

22

2

:ie

i

RRRpsig−⋅

= 377.0=sig

Se calculează valoarea factorului de intensitate a tensiunilor K1 corespunzător defectului

cu adâncimea a cu ajutorul funcţiei fK definită anterior (toate argumentele funcţiei au acum valori stabilite). Calculul are valoare informativă deoarece integrarea se face pentru expresia fK.

),,4,3,2,,1,0,(:1 QaGGGaRiGGsigfKK = 663.41=K (Nmm^3/2)

5.010001:1 KMPaK = 147.01 =MPaK (MPam^0.5)

Calculul duratei

( )( )da

QaGGGaRiGGsigfKA

e

amp∫ ⋅

=,,4,3,2,,1,0,

1:minτ 3652460

: min

⋅⋅=

ττ an

Obs. Dacă viteza de creştere a fisurii a fost calculată în mm/min rezultă:

min10233.6 4min ×=τ 119.0:=anτ

Duratele de viaţă obţinute prin integrarea numerică a ecuaţiei 4.49. pentru mai multe situaţii privind presiunea de lucru şi dimensiunile defectului sunt prezentate în tab. 5.3. S-au considerat trei valori ale adâncimii fisurii şi trei valori ale presiunii interioare din conductă. Tab.5.3. Duratele până la rupere ale unei conducte din PEHD100, SDR11.

A mp a/s (a,mm)

p bar

τ (min)

τ (ani)

5,54x10-8

4,66

0,02(0,68)

1 7,566E+7 143,956 2 2,993E+6 5,694 4 1,184E+5 0,225

0,05(1,7)

1 1,958E+7 37,244 2 7,743E+5 1,473



4 3,063E+4 0,058

0,1(3,4) 1 6,222E+6 11,837 2 2,461E+5 0,468 4 9,734E+3 0,019

Se observă că valorile estimate ale duratei de viaţă ale conductei din polietilenă PE100

(diametru 355mm, SDR11 şi grosimea de perete 34mm) care prezintă defecte exterioare asimilabile cu defecte de tip fisură cu diferite adâncimi, solicitate cu presiuni interioare diferite, prezintă o reducere drastică odată cu creşterea adâncimii defectului şi a presiunii interioare.

Totodată rezultatele calculului durabilităţii arată că este mult mai periculoasă creşterea presiunii interioare decât creşterea adâncimii defectului.

Astfel o creştere de patru ori a presiunii interioare (de la 1 bar la 4 bar) conduce la

reducerea de cca. 640 ori a duratei de viaţă a conductei, în timp ce o creştere de 5 ori a defectului (de la 0,68mm la 3,4mm) conduce la o reducere a duratei de viaţă de cca. 12 ori. Această observaţie conferă un argument ştiinţific pentru care conductele din polietilenă sunt utilizate în principal pentru distribuţia (nu transportul) gazelor naturale la presiuni relativ mici. Totodată având în vedere influenţa mai redusă a adâncimii defectului asupra duratei de viaţă, aceasta poate reprezenta un argument pentru acceptarea instalării conductelor din polietilenă fără pat de nisip.

5.5. Comportarea la presiunea interioară

Pentru a determina comportarea la presiunea interioară a ţevilor şi fitingurilor din poietilenă se foloseşte metoda prezentată în SR EN ISO 1167/1996/E. Dotarea tehnică folosită o reprezintă aparatul de verificat ţevi – fără aer, recipientul de verificare – baie termostatată şi SDV-istică adecvată. Epruvetele folosite reprezintă tronsoane din ţeavă la scară reală cu lungimi sub 1000mm şi diametre diferite.

5.6. Interpretarea rezultatelor experimentale obţinute în urma încercării la presiune interioară

În cadrul tezei de doctorat s-a cercetat comportarea la presiunea interioară de apă a ţevilor de polietilenă de înaltă densitate. Pentru accelerarea efectelor tensiunilor , cercetările s-au efectuat la temperatura de 80°C.

În experimentele de verificare a rezistenţei hidrostatice, din laboratoare UPG Ploieşti, s-au folosit epruvete din ţeavă de fabricaţie românească PEHD 100, SDR 11, Dn 125 x 11,4mm şi Dn 90 x 8,2mm, solicitate la presiuni interioare ce corespund tensiunilor circumferenţiale (σ) cu valorile din tab. 5.5. Încercarea s-a efectuat conform SR EN ISO 1167/1996/E. Într-o primă etapă, s-au efectuat cercetări privind verificarea calităţii ţevilor şi fitingurilor dintr-o lungă gamă cu tipodimensiuni aparţinând unui producător de elemente de conductă din polietilenă în condiţii impuse de temperatură şi presiune.



Rezultatele determinărilor şi măsuratorilor obţinute pentru ţevi şi fitinguri folosite pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale ( SDR11; SDR17,6) şi a apei (SDR17,6;SDR 26) sunt prezentate în tab. 5.4.

Tab.5.4. Rezultatele comportării la presiune interioară pentru ţeavă şi fitingurilor de polietilenă

Nr crt.

Elemente de identificare

Condiţii de încercare impuse Durata măsurată τ m (h/min)

Presiunea interioară de distrugere ţeavă

pm(bar)

Concluzii Temp.

t(°C) Durata τ (h)

SR EN ISO 1167

σ (MPa)

Încercare p(bar)

1. Teava Dn 32, PE80, SDR11 80 165 4.6 9.16 169h+9min admis 2. Teava Dn 32x1,9, PE80, SDR11 80 100 30 0,1h(24bar) sparta 3. Teava Dn 63, PE80, SDR11 80 1000 4,0 4,20 1178h+15min admis 4. Teava Dn 63x3,6, PE80, SDR11 20 100 9,0 30 3min(23bar) sparta 5. Teava Dn 63x3,6, PE80, SDR11 20 100 9,0 10,58 115h admis 6. Teava Dn 63x3,6, PE80, SDR17 20 100 9,0 10,58 115h admis 7. Teava Dn 90x8,2, PE80, SDR11 80 165 4,6 9,45 173h admis 8. Teava Dn 90x5,1, PE100, SDR17 20 100 12,4 16 146h+15min admis 9. Teava Dn 90x8,2, PE80, SDR11 80 165 4,6 9,22 169h admis 10. Teava Dn 90x8,2, PE80, SDR11 20 100 9,0 17,20 146h+15min admis 11. Teava Dn 90x8,2, PE80, SDR17 20 100 9,0 10,4 169h+3min admis 12. Teava Dn 90x5,1, PE80, SDR17 80 1000 4,0 6,43 1180h+33min admis 13. Teava Dn 90x5,1, PE80, SDR17 80 165 4,6 8,43 220h+33min admis 14. Teava Dn 90x5,2, PE80, SDR17 80 100 14,91 144h admis 15. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 20 100 9,0 18,43 148h admis 16. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 20 100 9,0 18,4 169h+3min admis 17. Teava Dn 110, PE80, SDR17 80 165 4,6 5,52 168h admis 18. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 20 100 9,0 18,93 144h admis 19. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 80 165 4,6 9,43 220h+33min admis 20. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 80 1000 4,0 10,43 1180h+33min admis 21. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 20 100 12,4 18 144h admis 22. Teava Dn 110x10, PE80, SDR11 20 100 12,4 18 1464h+15min admis 23. Teava Dn 125x11,4,PE80, SDR11 20 100 9,0 19,20 146h+15min admis 24. Teava Dn 125x11,4,PE80, SDR11 20 100 9 18,43 148h admis 25. Teava Dn 125x11,4,PE80, SDR11 80 165 4,6 8,87 192h admis 26. Teava Dn 125x11,4,PE80, SDR11 80 100 17,36 144h admis 27. Teava Dn 125x11,4,PE80, SDR11 20 100 9,0 18,04 120h+25min admis 28. Teava Dn 125x4,9,PE80, SDR26 80 165 5,5 4,44 168h admis 29. Teava Dn 160x14,6,PE80, SDR11 20 100 9,0 18,1 169h+3min admis 30. Teava Dn 160x14,6,PE80, SDR11 20 100 9,0 18,11 169h+3min admis 31. Teava Dn 160x9,1,PE80, SDR17 80 165 4,6 5,51 168h admis 32. Teava Dn 160x9,1,PE80, SDR11 20 100 9,0 18 144h admis 33. Teava Dn 160x9,5,PE80, SDR17 80 165 5,5 6,9 144h+25min admis 34. Teava Dn 160x9,2,PE80, SDR17 80 100 14,83 144h admis 35. Teava Dn 180,PE80, SDR11 80 1000 9,0 12,20 1178h+15min admis 36. Teava Dn 400x15,4,PE80, SDR26 80 100 9.98 144h admis 37. Fiting YDn 280/125,PE100,SDR17 80 165 5,5 6,43 170h+15min admis 38. Fiting YDn 280/125,PE100,SDR17 80 1000 5,0 6,43 1034h+15min admis 39. Fiting YDn 280/125,PE100,SDR17 20 100 12,4 15,74 122h admis 40. Fiting TDn 280/125,PE100,SDR17 80 1000 5,0 6,43 1034h+15min admis 41. Fiting TDn 280/125,PE100,SDR17 80 165 5,5 6,98 170h+15min admis 42. Fiting TDn 280/125,PE100,SDR17 20 100 12,4 15,74 121h+15min admis 43. Cot 45°Dn 160x9,1,PE80,SDR17 80 165 4,6 5,51 168h admis 44. Cot 60°Dn 125x4,9,PE100,SDR26 80 165 5,5 4,44 168h admis 45. Cot 90°Dn 160,PE100,SDR11 80 165 5,5 11,08 170h+15min admis 46. Cot 90°Dn 160,PE100,SDR11 80 100 24,99 122h+15min admis 47. Cot 90°Dn 160,PE100,SDR11 80 1000 5,0 10,07 1010h+15min admis



Se observă că toate produsele supuse probei de presiune şi la temperaturi impuse s-am comportat corespunzător.

Pentru estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă au fost supuse experimentărilor un număr de 16 epruvete din ţeavă de PE 100, SDR 11 Dn 125mm x 11,4mm şi din ţeavă de PE 100, SDR 11 Dn 90mm x 8,2mm.

Valorile tensiunilor circumferenţiale şi duratele până la cedare obţinute experimental, sunt prezentate în tab.5.6. iar în fig. 5.46. rezultatele sunt reprezentate grafic .

Valorile tensiunilor circumferenţiale şi a duratelor până la cedare necesare trasării curbei durabilităţii unei polietilene, de acelaşi sort ca cele din experimente, prezentate în literature de specialitate internaţională, sunt preluate din tab. 5.5., putându-se trasa graficul etalon din fig. 5.45.

Tab. 5.5. Valorile tensiunilor circumferentiale şi ale duratelor până la

cedare ale graficului durabilităţii unei polietilene PE 100, SDR 11, conform [3,35].

Nr. Crt.

σ (Mpa)

Durata până la cedare ( h)

1 7,20 0,05 2 7,30 0,30 3 6,35 0,40 4 7,10 1,50 5 6,20 14,50 6 5,35 15,00 7 5,20 150,00 8 6,30 60,00 9 6,20 14,50

10 3,00 600,00 11 3,15 1000,00 12 1,18 7500,00 13 6,70 28,00 14 6,30 60,00 15 7,10 1,50 16 7,30 0,30 17 4,90 270,00 18 3,65 280,00 19 7,80 0,05 20 6,30 85,00 21 3,25 800,00 22 2,60 1000,00 23 2,30 1800,00 24 2,15 2000,00 25 1,75 4000,00 26 2,10 5000,00

În tab. 5.5., cu roşu sunt marcate valorile etalon ale tensiunilor circumferenţiale şi a duratelor până la cedare care caracterizează comportamentul etalon-cvasifragil/tenace pentru ţevile din polietilenă similare sortului PEHD 100, în timp ce cu albastru sunt marcate acelaşi tip de valori etalon, corespunzătoare unui comportament etalon-ductil pentru acelaşi tip de polietilenă din care sunt extrudate conductele.



Fig. 5.49. Valorile tensiunilor circumferenţiale şi ale duratelor până la

cedare, pentru graficul durabilităţii etalon al unui sort de polietilenă PE 100, SDR 11,[3,35], corespunzător cu diagrama lui Arrhenius din Basell Polyolefins si Bodycote.

Tab. 5.6. Valorile tensiunilor circumferentiale şi ale duratelor până la cedare, determinate experimental

Nr. Crt.

σ (MPa)

Durata până la cedare ( h)

1 6,50 400,00 2 6,00 450,00 3 5,50 450,00 4 5,00 900,00 5 4,50 1500,00 6 5,26 6,60 7 1,92 0,75 8 5,26 2500,00 9 4,16 2500,00

10 5,26 1400,00 11 6,30 15,65 12 7,50 2,00 13 5,27 1400,00 14 4,16 2500,00 15 5,27 2500,00 16 7,00 8,00

In tab. 5.6. , cu verde sunt marcate valorile experimentale ale tensiunilor circumferenţiale

şi a duratelor până la cedare care caracterizează comportamentul cvasifragil/tenace pentru ţevile din polietilenă similare sortului PEHD 100, în timp ce cu portocaliu sunt marcate acelaşi tip de valori experimentale, corespunzătoare unui comportament ductil pentru acelaşi tip de polietilenă din care sunt extrudate conductele. Valorile marcate cu negru sunt valori ce au fost neglijate în reprezentarea grafică din fig. 5.51. deoarece acestea nu caracterizau nici unul din cele două comportamente ale polietilenei, ductil respectiv cvasifragil/tenace.

σ ( M

Pa)

Perioadă de cedare (h)



Fig. 5.50. Valorile tensiunilor circumferenţiale şi ale duratelor până la

cedare determinate experimental în laboratoarele UPG Ploieşti, pentru punctele graficului durabilităţii După eliminarea punctelor de intersecţie a valorilor tensiunii circumferenţiale cu valorile

perioadelor de cedare, care nu corespund din punct de vedere statistic alurii graficului de anduranţă experimentală, s-au putut ordona punctele rămase, pe un grafic a cărui alură poate fi comparată cu alura graficul etalon al anduranţei, conform fig. 5.52.

Fig. 5.51. Curba durabilităţii cu valorile tensiunilor circumferenţiale şi a duratelor de cedare determinate experimental în laboratoarele UPG Ploieşti, vs curba etalon a durabilităţii.


σ ( M

Pa)

σ ( M

Pa)




Rezultatele experimentale reţinute sunt comparabile cu cele din literatura de specialitate, fapt important, deoarece cu ajutorul unui model analogic de extrapolare prezentat în SR EN ISO 9080:2012, se poate genera alura graficului anduranţei, la temperatura de 20°C, pentru care perioada de cedare este egală sau mai mare de 50 de ani. Perioada de cedare de 50 de ani este certificată de producătorii de ţevi ca perioadă minimă de siguranţă în exploatare, vezi fig. 5.52.

Fig. 5.52. Curba durabilităţii cu valorile tensiunilor circumferenţiale şi a duratelor de cedare, extrapolate, determinate experimental la 80°C, în laboratoarele UPG Ploieşti; curba durabilităţii cu valorile tensiunilor

circumferenţiale şi a duratelor de cedare, extrapolate, calculate la 20°Cprin metoda SR EN ISO 9080:2012.

5.7. CONCLUZII 1.În prezentul capitol s-au analizat critic diferite modele pentru estimarea duratei de viaţă

a conductelor de polietilenă pentru distribuţia gazelor naturale, propunând şi aplicând în final două modele teoretico-experimentale bazate pe realizarea unui volum important de cercetări experimentale. Datorită importanţei deosebite pe care o prezintă estimarea cât mai corectă a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă pentru activităţile de proiectare şi exploatare în siguranţă a acestora, pe plan mondial s-au propus diferite metode care să estimeze durata de viaţă cuprinsă între 50 şi 100 de ani pe baza unor încercări experimentale cu o durată cât mai redusă. Dintre cele mai importante metode de estimare a duratei de viaţă menţionăm următoarele: metoda Arrhenius, metoda aplicării regulii lui Miner, metode standardizate de extrapolare a rezultatelor încercării la presiune interioară şi la temperatură ridicată precum şi metoda bazată pe aplicarea principiilor mecanicii ruperii materialelor.

2. Estimarea durabilităţii aplicând modelul Arrhenius ia în consideraţie îmbătrânirea materialelor polimerice, care se datorează unor reacţii chimice ireversibile, cu anumite viteze, influenţate de creşterea temperaturii. Relaţiile (5.2), (5.3), (5.7), (5.8) caracterizează procesul de îmbătrânire al materialului si reprezintă expresii de tip Arrhenius. Durata de rupere la fluaj este descrisă de ecuaţia lui Arrhenius, prin relaţii de tipul celor notate cu (5.9), (5.12), (5.13).

σ ( M

Pa)




Dependenţa constantei de viteză în funcţie de temperatură este modelată de ecuaţia lui Arrhenius, sub forma expresiilor (5.15), (5.16). Aplicabilitatea metodei lui Arrhenius, a fost confirmată şi de încercările pe epruvete decupate din ţevi de PEHD, solicitate la presiune interioară (tensiunea circumferenţială de 4 N/mm2), la o solicitare exterioară punctuală, pentru temperaturi ridicate de până la 80ºC, într-un mediu lichid de apă deionizată cu 2% Arkopal N100, evidenţiindu-se de fiecare dată valoarea constantă a energiei de activare (93 KJ/mol). Astfel se poate estima cu o bună aproximaţie, comportarea de durata a ţevilor din polietilenă, pe baza rezultatelor obţinute prin încercări accelerate, la temperatura ridicată.

3. Estimarea durabilităţii ţevilor din polietilenă pe baza extrapolării rezistenţei hidrostatice pe termen lung conform SR EN ISO 9080 s-a bazat pe încercarea la presiune interioară hidrostatică a unor eşantioane de ţeavă din PEHD100, SDR11, Dn125/90, cu lungimi sub 1000 de mm, imersate într-o baie cu apă deionizată, la temperatura de 80°C, determinând tensiunea circumferenţială de solicitare şi duratele până la cedare, ductilă sau cvasifragilă/tenace, valori care au generat un grafic al dependenţei solicitării (tensiunea circumferenţială), cu durata până la cedare, în bună concordanţă cu datele din literatura de specialitate (graficul din fig. 5.47.). Importanţa acestui rezultat constă în faptul, că folosind rezultatele obţinute la temperatura de 80°C, prin extrapolare se obţin valorile duratelor până la cedare în condiţii de exploatare la temperatura de 20°C.

4. În prezentul capitol s-a propus o metodă o estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă solicitate la presiune interioară utilizând principiile mecanicii ruperii materialelor. Evaluările moderne ale durabilităţii se bazează pe aplicarea metodelor teoretico-experimentale ale mecanicii ruperii, care realizează estimarea durabilităţii pieselor prin analiza condiţiilor de iniţiere şi propagare a fisurilor în zonele critice ale acestora. Aceste zone sunt situate în vecinătatea concentratorilor de tensiuni de tip mecanic (crestături, lovituri, produse de terţe părţi, etc.) sau de tipul discontinuităţilor fizice ale materialului (incluziuni, defecte ale îmbinărilor sudate, fisuri, etc.) ambele situaţii specifice şi conductelor din polietilenă . În cazul polietilenelor, principalul mecanism de degradare îl reprezintă iniţierea si propagarea lentă, cvasifragilă a unor fisuri iniţiate la defectele de material. 4.1. Pentru analiza stărilor de tensiuni si deformaţii, în zona discontinuităţilor fizice de tip fisură, existente în conductele din polietilenă, se acceptă ipotezele următoare : - defectele reale din corpul ţevilor de polietilenă, de tipul incluziunilor, crăpăturilor, amprentelor, micro si macro-fisurilor, etc., pot fi asimilate cu defecte plane tip fisură, echivalente din punct de vedere al concentrării tensiunilor si deformaţiilor; - defectul plan de tip fisură din corpul conductei, evoluează prin deschidere, sub acţiunea solicitărilor normale la planul fisurii; - stările de tensiuni si deformaţii la nivelul fisurilor din corpul unei conducte, sunt identice cu cele induse de prezenţa aceloraşi fisuri într-o placă plană echivalentă obţinută prin desfăşurarea plană a corpului conductei si având aceeaşi grosime cu aceasta. 4.2. Viteza de propagare a fisurilor s-a determinat prin utilizarea epruvetelor de tip CT (Compact Tension) prelevate atât din peretele unei ţevi din PE 100 cu SDR 11, Dn=355 şi s=34mm cât şi din zona unui cordon de sudură. Extensia fisurii şi măsurarea vitezei de propagare a acesteia s-au efectuat prin solicitarea cu diferite viteze de deplasare a bacurilor de fixare a epruvetei. S-a determinat astfel viteza de păropagare a fisurii în funcţie de factorul de intensitate a tensiunilor( relatia 5.35.) a cărei expresie corespunde unei dependenţe de tip Paris, cu o largă recunoaştere internaţională. 4.3. Factorul critic de intensitate a tensiunilor s-a determinat pe epruvete de tip CT fisurate prin solicitări variabile conform normelor internaţionale.

4.4. Calculul duratei de viaţă a unei conducte din polietilenă PE100 s-a efectuat pe baza determinării experimentale a expresiei vitezei de propagare a fisurii şi elaborarea unui produs informatic pentru integrarea acesteia pe durata propagării pe grosimea peretelui conductei.



S-a considerat că în conductă există un defect exterior sub forma unei fisuri longitudinale eliptice cu adâncimea “a” şi lungimea la nivelul suprafeţei exterioare de “2c”. Prin integrarea expresiei vitezei de propagare a fisurilor , conform relaţiei (5.42), cu limitele de integrare “a0” şi “e” (grosimea peretelui ţevii de PEHD100), se obţine durata de viaţă a conductei, dată de relaţia (5.42). În acest scop cele mai utilizate expresii ale factorului de intensitate a tensiunilor, sunt prezentate în BS 7910, R6, sau API 579, cu ajutorul cărora se obţin rezultate similare, prezentate în [222] . Aplicarea acestui algoritm este posibilă prin utilizarea unui produs informatic dedicat; în cadrul lucrării s-a realizat un program Mathcad. Aplicaţiile numerice care însoţesc dezvoltările teoretice confirmă faptul că estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă pe baza conceptelor mecanicii ruperii materialelor reprezintă o abordare modernă, realistă, care conduce la rezultate concludente privind determinarea analitică, teoretico-experimentală a durabilităţii conductelor din polietilenă. 5. Cercetările experimentale efectuate pe epruvetele de tip (CRB) supuse solicitărilor variabile la tracţiune cu R=0,1, au condus la determinarea dependenţei dintre valoarea tensiunii şi durata ( numărul de cicluri) până la rupere. Trecerea de la comportarea ductilă la cea cvasifragilă s-a produs aproximativ la ΔKI=0,8Mpam1/2, graficul prezintă o schimbare de pantă (genunchi), ca în fig.5.32. La ruperea ductilă, suprafaţa de rupere nu prezintă aria corespunzătoare propagării fisurii, spre deosebire de ruperea cvasifragilă/fragilă la care după iniţierea fisurii, aceasta se propagă cu formarea unei suprafeţe netede, urmată de ruperea ligamentului cu caracter ductil, aşa cum se vede în fig.5.33. 6. Încercarea la presiune interioară hidrostatică a unor eşantioane de ţeavă din PEHD100, SDR11, Dn125/90, cu lungimi sub 1000 de mm, imersate într-o baie cu apă deionizată, la temperatura de 80°C, determinând tensiunea circumferenţială de solicitare şi duratele până la cedare, ductilă sau cvasifragilă/tenace, dependenţa dintre solicitare (tensiunea circumferenţială), şi durata până la cedare, a condus la obţinerea unor valori reprezentate grafic, (fig. 5.47.), în foarte bună concordanţă cu graficele din literatura de specialitate. Importanţa acestui rezultat constă în faptul, că folosind rezultatele obţinute la temperatura de 80°C, prin extrapolare se obţin valorile duratelor până la cedare în condiţii de exploatare la temperatura de 20°C. Metoda de estimare a duratei de viaţă poate fi aplicată şi ţevilor din conductele existente, după perioade de expoatare, furnizând informaţii privind determinarea durabilităţii remanente a acestora, cu stabilirea eventualelor termene pentru înlocuirea lor.



6. CONCLUZIILE FINALE. CONTRIBUŢII ORIGINALE. DIRECŢII DE CONTINUARE A CERCETĂRILOR

6.1. Concluzii finale

1. Teza de doctorat cu tema „ CERCETĂRI PRIVIND CARACTERISTICILE DE EXPLOATARE ALE CONDUCTELOR DIN POLIETILENĂ UTILIZATE LA DISTRIBUŢIA GAZELOR NATURALE „ a avut ca obiectiv cercetarea factorilor care caracterizează comportarea ţevilor din polietilenă de înaltă densitate sub acţiunea solicitărilor din exploatare – mecanice, termice şi datorate mediilor de lucru, cu scopul elaborării unor modele pentru estimarea cât mai exactă a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale. 2. Analiza stadiului actual al utilizării conductelor din polietilenă la transportul şi distribuţia gazelor naturale, a evidenţiat următoarele:

2.1. Performanţele ţevilor din polietilenă de înaltă densitate au cunoscut o continuă îmbunătăţire, în prezent fiind exploatate atât în ţară cât şi în străinătate, la presiuni de până la 8 bari, cu durate de viaţă cuprinse între 50 şi 100 de ani.

2.2. În prezent în România se desfăşoară o activitate de sistematizare a reţelelor din oţel pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale în scopul asigurării continuităţii alimentării cu gaze, cu înlocuirea sistematică a ţevilor din oţel cu ţevi din polietilenă de înaltă densitate . În SUA peste 97% din totalul conductelor de distribuţie nou instalate, în fiecare an, sunt conducte din polietilenă.

2.3. Reţelele de gaze naturale din ţevi de polietilenă comportă metode şi echipamente specifice, pentru obturarea prin ştrangulare şi pentru operaţiile de sudare, destinate extinderii, izolării şi înlocuirii unui tronson, executării de derivaţii ş.a. 3. Analiza caracteristicilor constructive, a materialelor şi tehnologiilor de fabricaţie ale conductelor din polietilenă a avut ca obiectiv sintetizarea caracteristicilor principalelor tipuri de polietilenă utilizate la fabricarea ţevilor de conductă, evidenţierea particularităţilor atât ale tehnologiei de fabricare a ţevilor, cât şi ale tehnologiei de realizare a conductelor şi analiza aspectelor specifice calculului de proiectare a conductelor pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale. Principalele concluzii cuprinse pe baza analizei efectuate sunt următoarele:

3.1. Diferitele sorturi de polietilenă se diferenţiază în funcţie de densitate, de felul ramificaţiilor moleculare, de gradul de cristalinitate şi de greutatea moleculară. Aceaste caracteristici determină proprietăţile polietilenei: vâscoelasticitatea, duritatea, tenacitatea, relaxarea şi fluajul, stabilitatea termică, contracţia şi dilatarea ş.a. După comportarea la încălzire şi răcire polietilenele se clasifică în: termoplaste, din care face parte polietilena de înaltă densitate şi termorigide.

3.2. Utilizarea ţevilor din polietilenă la transportul şi distribuţia gazelor naturale,a apei , a fluidelor industriale, la irigaţii, canalizări ş.a. se justifică tehnico-economic prin următoarele proprietăţi:

• densitatea redusă conduce la uşurarea transportului şi a punerii în operă; • flexibilitatea mare permite realizarea curbelor cu rază mare şi înfăşurarea pe

tamburi, reducând semnificativ numărul sudurilor la realizarea conductelor; • rezistenţă ridicată la şoc (tenacitate); • gama largă de temperaturi (-40°C …+60°C) în care polietilena îşi pătrează

caracteristicile; • stabilitatea chimică; • rezistenţa la uzură abrazivă; reducerea pierderilor de presiune interioară datorate

rugozităţi foarte reduse;



• asamblarea prin procedee simple de sudare; • productivitate ridicată la realizarea conductelor şi activităţi de mentenanţă reduse.

3.3. Ţevile din polietilenă au dimensiunile şi caracteristicile mecanice standardizate, definindu-se diametrul exterior, grosimea de perete, raportul dimensional standard SDR (Standard Dimesional Ratio), presiunea nominală şi rezistenţa la tracţiune minim garantată MRS (Minimum Required Strength).

3.4. Conductele din polietilenă se realizează din ţevi din polietilenă asamblate prin sudare folosind unul din următoarele procedee: sudarea cu jet de aer cald, sudarea cu extruder portabil, sudarea cap la cap cu element încălzitor, sudarea prin electrofuziune şi sudarea prin polifuziune. Îmbinările sudate pot prezenţa imperfecţiuni ce se constituie în zona de iniţiere a proceselor de rupere. Pentru cercetarea comportării în exploatare a îmbinărilor sudate cu imperfecţiuni s-au propus metode de realizare a diferitelor tipuri de defecte cum sunt: simularea lipsei de topire cu foiţe de aluminiu sau implanturi din teflon, executarea unor imperfecţiuni prin prelucrarea mecanică ş.a.

3.5. Calculul hidraulic al conductelor pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale prezintă particularităţi determinate de structura conductei: cu ramificaţii în serie, în paralel şi inelare precum şi de destinaţia acesteia: sistem de distribuţie, reţea de distribuţie, branşament şi instalaţie de utilizare. 4. Cercetarea abordărilor teoretice şi în special experimentale practicate pe plan mondial pentru evaluarea comportării în exploatare a conductelor din polietilenă de înaltă densitate a condus la următoarele concluzii:

4.1. Cercetările teoretice şi experimentale asupra comportării în exploatare a conductelor din polietilenă desfăşurate pe plan mondial au urmărit două obiective:

• estimarea duratei de viaţă în condiţiile specifice de solicitare în exploatare; • determinarea tensiunii circumferenţiale admisibile pentru realizarea unei durate

de viaţă prescrise. Rezolvarea ambelor obiective se bazează pe realizarea unor programe experimentale complexe, în general cu încercări de scurtă durată, standardizate, sau propuse de institute de cercetări şi elaborarea unor modele de calcul pentru extrapolarea rezultatelor experimentale şi estimarea duratei de viaţă a conductei, uzual cuprinsă între 50 şi 100 de ani.

4.2. Principalele încercări de scurtă durată pentru determinarea caracteristicilor materialului necesare estimării duratei de viaţă a conductelor pot fi grupate în încercări efectuate pe epruvete prelevate din ţeavă sau obţinute prin presarea materiei prime în matriţe şi încercări efectuate pe ţevi de dimensiuni reale. De asemenea. Încercările se efectuează la temperatura ambiantă sau la temperaturi ridicate ( până la 80-100°C) pentru accelerarea proceselor de deteriorare. Încercările pot fi grupate sub următoarele aspecte:

• încercări pentru determinarea caracteristicilor mecanice (încercarea la tracţiune, încercarea la compresiune, încercarea la tracţiune prin şoc, încercarea la sfâşiere şi determinarea contracţiei longitudinale la cald):

• încercări tehnologice, pentru determinarea comportării materialului în diferite condiţii de solicitare, temperatură şi mediu ( determinarea indicelui de fluiditate la cald, determinarea temperaturii de încovoiere sub sarcină, determinarea comportării la uzare, determinarea comportării în mediu de lucru , determinarea stabilităţii termice la oxidare, încercarea la fluaj în medii apoase pe epruvete crestate, încercarea la fisurare sub tensiune în diferite medii);

• încercări pentru determinarea comportării ţevilor din polietilenă la propagarea fisurilor;

• încercări pentru determinarea caracteristicilor de material specifice mecanicii ruperii materialelor ( factorul critic de intensitate a tensiunilor, viteza de propagare a fisurilor) utilizând diferite tipuri de epruvete şi diferite condiţii de solicitări statice



şi variabile. Se menţionează faptul că pe lângă încercările standardizate în literatura de specialitate se propun un număr foarte mare de încercări experimentale originale, care oferă informaţii asupra comportării ţevilor din polietilenă în condiţii specifice de solicitare.

5. Cercetările desfăşurate pentru elaborarea unui model teoretico-experimental de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale, care fac obiectul capitolului al cincilea al lucrării, au condus la formularea următoarelor concluzii:

5.1. Analiza stadiului cunoaşterii în domeniu a evidenţiat faptul că pe plan mondial estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă se bazează, în principal, pe următoarele concepte:

• Modelul lui Arrhenius; • Aplicarea regulii lui Miner; • Extrapolarea rezultatelor încercării la presiune interioară a ţevilor din polietilenă; • Aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor.

5.2. Modelul lui Arrhenius ia în consideraţie procesele ireversibile de îmbătrânire sub acţiunea solicitărilor mecanice, termice, radiaţiilor luminoase şi ultraviolete şi acţiunii mediilor agresive, a căror viteză de desfăşurare determină durata de viată a conductelor.

5.3. Aplicarea regulii lui Miner pentru determinarea degradării cumulative a materialului sub acţiunea diferitelor secvenţe de solicitare consideră că durata de viaţă corespunde valorii unitare a degradării cumulative.

5.4. Extrapolarea rezultatelor încercării la presiune interioară a ţevilor din polietilenă efectuate în condiţii de temperatură ridicată reprezintă una dintre cele mai recomandate metode de cercetare experimentală a comportării de durată a ţevilor din polietilenă deoarece ia în consideraţie factorii de material, factorii de mediu şi condiţiile de solicitare la diferite presiuni şi temperaturi. Programul experimental din cadrul tezei de doctorat a urmărit comportarea ţevilor din polietilenă la diferite valori ale presiunii interioare la temperatura de 80°C pe 16 epruvete/tronsoane de ţeavă PE100 de fabricaţie românească. Încercările s-au efectuat utilizând aparatură specializată din dotarea Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, epruvetele fiind imersate într-o baie de apă deionizată la temperatura de 80°C. Prin aplicarea procedurii prezentate în standardul ISO 9080:2003(E), rezultatele încercărilor au fost extrapolate pentru temperatura de exploatare de 20°C. S-a constatat o foarte bună concordanţă între comportamentul ţevilor din polietilenă româneşti experimentate şi cele fabricate şi utilizate pe plan internaţional, atât în domeniul cedărilor ductile, cât şi în domeniul cedărilor cvasifragile.

5.5. Evaluările moderne ale duratei de viaţă se bazează pe aplicarea metodelor teoretico-experimentale ale mecanicii ruperii meterialelor care realizează estimarea durabilităţii pieselor prin analiza condiţiilor de iniţiere şi de propagare a fisurilor în zonele critice ale acestora – concentratorii de tensiuni de tip mecanic sau discontinuităţi ale materialului. În cadrul tezei de doctorat s-a elaborat un model de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă pe baza conceptelor mecanicii ruperii materialelor, realizându-se următoarele etape ale unei cercetări teoretico-experimentale complexe. 5.5.1 Organizarea unui program experimental pentru determinarea vitezei de propagare a fisurilor şi a factorului critic de intensitate a tensiunilor, pentru caracterizarea materialului PE 100 din fabricaţia conductelor în ţara noastră. Viteza de propagare a fisurilor s-a determinat utilizând epruvete de tip bară cilindrică crestată (CRB) şi epruvete de tip CT (Compact Tension) prelevate atât din peretele unei ţevi PE 100, SDR 11, Dn 355 şi s=34mm de fabricaţie românească, cât şi din zona unui cordon de sudură a acestei ţevi.



Determinarea vitezei de propagare a fisurilor prin încercarea la solicitări variabile a epruvetelor cilindrice crestate (CRB) nu a condus la rezultate concludente în absenţa unei aparaturi performante de monitorizare a lungimii fisurii. Rezultatele încercării s-au finalizat în stabilirea dependenţei dintre factorul de intensitate a tensiunilor şi numărul de cicluri până la rupere, cu evidenţierea domeniilor de rupere ductilă şi cvasifragilă şi a mecanismelor de rupere. Viteza de propagare a fisurilor s-a determinat printr-o metodă experimentală originală solicitând epruvete de tip CT cu diferite viteze de deplasare a flancurilor fisurii (bacurilor maşinii), cu înregistrarea nivelului solicitării şi lungimii fisurii. Dependenţa dintre viteza de propagare a fisurii şi factorul de intensitate a tensiunilor a condus la o expresie de tip Paris, în foarte bună concordanţă cu rezultatele altor cercetări efectuate pe plan mondial. Factorul critic de intensitate a tensiunilor s-a determinat experimental utilizând epruvete de tip CT, obţinând valoarea KIc = 0,743MPam1/2 5.5.2. Analiza stării de tensiuni la baza unui defect/discontinuitate din conductele din polietilenă s-a efectuat utilizând soluţiile dezvoltate în mecanica ruperii pentru cazul unui defect de tip fisură longitudinală semieliptică nepătrunsă. Din analiza critică a diferitelor modele de calcul a factorului de intensitate a tensiunilor, s-a optat pentru o expresie polinomială propusă în standardul API 579. 5.5.3. Elaborarea unui algoritm şi a unui produs informatic dedicat calculului factorului de intensitate a tensiunilor pe parcursul propagării fisurii în peretele conductei şi determinării duratei până la cedare a condus la determinarea duratei de viaţă a unei conducte de polientilenă PE 100 cu De=355mm, SDR=11 şi s=34mm considerând diferite presiuni interioare. 5.5.4. Modelul de calcul a durabilităţii a arătat că la conductele din polietilenă influenţa creşterii presiunii interioare asupra reducerii duratei de viaţă este mult mai pronunţată decât creşterea dimensiunii defectului. Această observaţie conferă un argument ştiinţific pentru care conductele din polietilenă sunt utilizate în principal la distribiţia gazelor naturale, la presiuni relativ reduse, nu la transport.

6.2. Contribuţii originale Prin soluţionarea problematicii tezei de doctorat, autorul acesteia a adus o serie de contribuţii originale prezentate în continuare. 1. Realizarea unei sinteze documentare bazată pe analiza şi sistematizarea datelor din literatura de specialitate privind construcţia şi comportarea în exploatare a conductelor din polietilenă pentru transportul şi distribuţia gazelor naturale. 2. Analiza critică a încercărilor mecanice, tehnologice şi a modelelor experimentale utilizate pe plan mondial pentru caracterizarea comportării polietilenei la încercări de scurtă durată, ale căror condiţii de încercare şi rezultate să permită prin extrapolare estimarea duratei de viaţă a conductelor cuprinsă uzual între 50 şi 100 de ani. 3. Analiza critică a pricipalelor modele de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă, cu evidenţierea metodei de extrapolare a rezultatelor încercării la presiune interioară la cald a ţevilor şi a metodei bazate pe aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor ca cele mai indicate modele, cercetate şi în cadrul tezei de doctorat. 4. Elaborarea unui model teoretico-experimental de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă solicitate la presiune interioară bazat pe aplicarea conceptelor mecanicii ruperii materialelor. 5. Realizarea unui amplu program experimental pentru determinarea durabilităţii ţevilor din polietilenă solicitate la presiune interioară la temperatura de 80°C şi pentru determinarea caracteristicilor de material specifice mecanicii ruperii materialelor; factorul critic de intensitate a tensiunilor, viteza de propagare a fisurilor şi dependenţa dintre factorul critic de intensitate a tensiunilor şi numărul ciclurilor de solicitare la oboseală. Rezultatele obţinute experimental se



constitue într-o bază de date utile calculelor de estimare a duratei de viaţă a conductelor din polietilenă. 6. Elaborarea unui algoritm şi a unui produs informatic aplicat la estimarea duratei de viaţă a conductelor din polietilenă, cu utilitate şi la determinarea durabilităţii remanente a unei conducte aflate în exploatare.

6.3. Direcţii de continuare a cercetărilor

Pe parcursul rezolvării problematicii extrem de complexe a tezei de doctorat s-au desprins o serie de direcţii de continuare a cercetărilor, dintre care menţionăm următoarele:

• Realizarea unor programe experimentale de cercetare a comportării polietilenei la solicitări variabile cu valori ale coeficientului de asimetrie a ciclurilor (R), diferite, la diferite temperaturi, pentru extrapolarea rezultatelor la situaţia solicitării statice (R=1).

• Continuarea cercetării durabilităţii ţevilor solicitate la presiune interioară la cald, pentru completarea bazei de date necesare extrapolării rezultatelor la o durată de exploatare de 50 de ani.

• Cercetarea mecanismelor de rupere ductilă şi cvasifragilă a ţevilor din polietilenă prin utilizarea imaginilor fractografice oferite de microscopia electronică.

Teză de doctorat __________________________________________________________________Bibliografie


BIBLIOGRAFIE

1. Abbes F. and Piques R. (2000). Fissuration rapide des polyéthylènes, effet de cloche des essais S4. CDM de l’EMP . Rapport interne n°1193.

2. * * * Agentia Nationala de Reglementare in domeniul energiei, Norme tehnice pentru proiectarea, executarea si exploatarea sistemelor de alimentare cu gaze naturale, NTPEE - 2008.

3. Andena L., Marta Rink, Roberto Frassine, Applicazione della meccanica della fracttura viscoelastica alla previsione della vita di tubi in polibutene, Frattura ed Intergriti Strutturale, nr.2, 2007, p.17-24.

4. Andersson U., Which factors control the lifetime of plastic pipes and how the life can be extrapolated, Bodycote Polymer AB, Sweden, 2005.

5. * * * ANSI/NACE Standard TM177-96 Laboratory Testing of Metals for Resistance of Sulfide Stress Craching and Stress Corossion Craking in H2S Enviroments

6. * * * API SPEC 15LE, Specification for Polyethylene Line Pipe (PE), ian.2008. 7. * * * Association Tehnique de L’industrie du Gaz en France – Aide memoire de l’industrie

du gaz, Quattrieme edition (1990), Paris. 8. * * * ASTM D2513, Standard Specification for Thermoplastic Gas Pressure 9. * * * ASTM D2843-99, Standard test method for density of smoke from the burning of

decomposition of plastics 10. * * * ASTM E 647-05, Standard test method for measurement on fatigue crack growth

rates, 2000. 11. * * * ASTM F 1473, Standard Test Method for Notch Tensile Test to Measure the

resistance to Slow Crack Growth of Polyethylene Pipes and Resins, 1997. 12. * * * ASTM F 1474, Standard Test Method for Slow Crack Growth Resistance of Notched

Polyethylene Plastic Pipe, 1993. 13. * * * ASTM E399, Standard Test Method for Linear-Elastic Plane-Strain Facture

Toughness Ic of Metalic Materials 14. * * * ASTM E1820-11, Standard Test Method for measuremen of Facture Toughness 15. Ayyer R., A.Hiltner, E.Baer, A fatigue - to - creep correlation in air for application to

environmental stress crack of polyethylene, Departament of Macromolecular Science, and Center for Applied Polymer Reserch, case Western Reserve university, Cleveland, USA, Journal of Materials Science 42, 2007.

16. Ayyer R., A.Hiltner, E.Baer, Effect of an environmental stress cracking agent on the mechanism of fatigue and creep in polyethylene, Spriger Science +Business Media, L.L.C., 2008.

17. Balika W., Pinter G., Lang R.W. Through thickness process zone characterization at fatigue crack in PEHD, Materials Science & Engineering, Vol. 8, Issue 11, p. 1146–1150, November, 2006.

18. * * * Brömstrup H., 2007, Borealis AB, Innovation Center, PE 100 Pipe Systems. 19. Brown N., Lu X. The fracture mechanics of slow crack growth in polyethylene. Int.J Fract

1995, 69, p.371-7. 20. Brown N., S.K Bhattacharya, The initiation of slow crack growth in linearpolyethylene under

single edge notch tension and plane strain. J Mater Sci 1985, 20, p.4553-60. 21. Brown N., Slow crack growth notches pressurized polyethylene pipes, Polimer Engineering

and Science, vol.47, Issue 11, nov.2007, p.1951-1955. 22. Brown N., X.Lu, A fundamental theory for slow crack growth in polyethylene. Polymer

1995, 36, p.543-8. 23. Byoung-Ho et al., Fracture initiation associated with chemical degradation: observation and

modelling. Int. J. of Solids and Structures, 2005, 42, p. 681-695. 24. * * * Catalog tehnic, PALPLAST S.A. Iulie 1997.



25. * * * CEI IEC 60243-1:1998 Rigidité diélectrique des matériaux isolant - Méthodes d'essai. 26. * * * CEI IEC 60250:1969 Recommended methods for the determination of the permittivity

and dissipation factor of electrical insulation at industrial frequencies audio and radio (VHF range).

27. * * * CEI IEC 60093:1980 Methods of test for volume resistivity and surface resistivity of solid electrical insulating materials

28. Cazenave J.,These: Sur le compromise rigide/durabilite du Polyetylene Haute Densite en relation avec la structure de chaine, la microstructure et la topologie moleculaire issues de la cristallisation, LInstitut National des Sciences Appliquees de Lyon, 2005.

29. Cazenave J.B. Sixou, R.Seguela, Structural approaches of polyethylene environmental stress-crack resistance, Oil and Gas Science and Technology Rev.IFP, vol.61, 2006, p.735-742.

30. * * * Chevron Philips Chemical Company LP, Marlex polyethylene, 2006. 31. * * * Chevron Phillips Chemical company LP, 2008, Performance Pipe. 32. Cioclov D.D., Mecanica ruperii materialelor, ed.Academiei, Bucuresti, 1977, cap.2, p.47-51. 33. Clesiu S., Prelucrarea polimerilor termoplastici, Materiale plastice, SID 80, 1989, p.7-113. 34. Cocard M., Imperfectiuni in imbinarile sudate la tevi din polietilena, BID ISIM, Timisoara,

nr.2/2004, p.15-20. 35. * * * DIN 8075, Polyethylene (PE) pipes - PE 63, PE 80, PE 100, PE-HD – General quality

requirements, testing, 2011. 36. * * * DIN 16889-1:1989,Determination of the chemical resistance factor for thermoplastics

pipes; polylefin pipes. 37. * * * DIN EN ISO 12162:1996 Thermoplastics materials for pipes and fittings for pressure

applications - Classification, designation and overall service ( design) coefficient. 38. * * * DIN EN 12814-1 (1999-12) Testing of welded joints between thermoplastics, A

Correction 1 (2004-01) Part 1: Bending test. 39. * * * DIN EN 12814-2 (2000-03) Testing of welded joints between thermoplastics, Part 2:

Tensile test. 40. * * * DIN EN 12814-3 (2005-10) Testing of welded joints between thermoplastics, Part 3:

Tensile creep test. 41. * * * DIN EN 12814-4 (2001-12) Testing of welded joints between thermoplastics, Part 4:

Peeling test. 42. * * * DIN EN 12814-5 (2000-10) Testing of welded joints between thermoplastics, Part 5:

Macroscopic investigation. 43. * * * DIN EN 12814-6 (2000-03) Testing of welded joints between thermoplastics, Part 6:

Tensile test at low temperatures. 44. * * * DIN EN 12814-7 (2003-01) Testing of welded joints between thermoplastics, Part 7:

Tensile test on test specimens with a unotch. 45. * * * DIN EN 12814-8 (2001-12) Testing of welded joints between thermoplastics,

Correction 1 (2004-01) Part 8: Requirements. 46. * * * DIN EN 12943 (1999-12) Welding fi ller materials for thermoplastics. 47. * * * DIN EN 13478:2008 Safety of machinery – Fire prevention and protection. Welding fi

ller materials for thermoplastics. 48. * * * SR EN 1555-1:2011 Sisteme de canalizare de materiale plastice pentru ditribuirea

combustibililorgazoşi. Polietilenă (PE). Partea 1: Generalităţi 49. * * *DIN EN 60707 VDE 0304-3:1999-12 Entflammbarkeit fester, nichtmetallischer

Materialien bei Einwirkung von Flammen als Zündquelle 50. * * * DVS 2203-4, Supplement 1:2001 Testing of welded joints of thermoplastic shets and

pipes + Tensile creep test + Testing of socket joints. 51. Ehrenstein G.W., Polymeric Materials, ed. Carl Hanser Verlag, Munich, 1996;



52. * * * DVS 2208, Welding of thermoplastics - Machines and devices for the heated tool welding of pipes, piping parts amd panels, 2007.

53. Elleuch R., W.Tactac , Viscoelastic behavior of HDPE polymer using tensile and compressive loading, Journal of Materials Engineering and Performance, vol.15(1) feb.2006, p.111-116.

54. * * * EN ISO 9080:2012, Plastics piping and ducting systems. Determination of thelong-term hydrostatic strength of thermoplastics materials in pipe from by extrapolation.

55. * * * EN 12814-3:2000 Testing of welded joints of thermoplastics semi finished products. Tensile creep test.

56. * * * Energy resources conservation board Calgary, 2005, Use of bimodal high – density polyethylene pipe in oil land gas service.

57. * * * Examination of plastic welders, Examination group I, Doc IIW-XVI-653-94. 58. Fatmi L., A.Rouili, N.Hamlaoui, Cyclic loading effect on the mechanical behavior and

morfology of the high density polyethylene, Mechanika, nr.5, 2007. 59. Favier V., E. Giroud, E.Strijko, J.M.Hiver, C. G'Sell S.Hellinckx., A.Goldberg, Slow crack

propagation in polyethylene under fatigue at controlled stress intensity, Polymers 43 (2002), p.1375-1382.

60. * * * FISCHER G., Plastics tehnical manual, A guide to the design and installation of plastics pipeline systems, 1996.

61. Fleissner M.: Langsames Risswachstum und Zeitstandfestigkeit von Rohren aus Polyetilen, Kunststoffe 77 (1987) Nr. 1, S. 45/50.

62. * * * Frank Th., Der Rohrwerkstoff PE 100, Stand:04/1999. 63. FRIALEN/FRIAFIT, Aparate,scule si dispozitive necesare pentru realizarea simpla si sigura

a conductelor de gaze naturale, FRIATEC,1997. 64. Fusion jointing of PE gas pipes. Criteria for visual juding of heat fused PEM pipes, Welding

in the world, 1989, vol 27, nr.1/2, p.36-51. 65. Garmestani D.L., S.R.Lalidinndi, R.Alamo, Crystallographic texture evolution in HDPE

during uniaxial tension, Elsevier Ltd., Polymer 42, 2001, p.4903-4913. 66. Gheoghe G., Exploatarea retelelor si instalatiilor de gaze, Editura Tehnica, Bucuresti,

1975. 67. * * * Ghid to the use of Polypipe polyethylene pipe and fitings, Prospect Polypipe

Industries, Texas, 1996. 68. * * * Ghidul distribuitorului, D.G.S.R. 69. Goins M., B.Cole, E.Laurent, Recent developments in high-performance polyethylene

piping materials, North American Society for Trenchless Technology (NASTT), 2003, Orlando, Florida.

70. Grellmann W., S. Seidler, Deformation and fracture behaviour of polymers, Springer +Verlag Berlin Heidelberg, 2001.

71. Haager M., G.Pinter, R.W.Lang - Ranking of PE-HD pipe grades by fatigue crack growth performance, Plastics Pipes XIII, Washington, 2006.growth performance, Plastics Pipes XIII, Washington, 2006.

72. Haager M., Pinter G., Lang R.W. (2004)- Applicability and limitations of the FNCT Methodology to predict the long term failure behavior of polyethylene-pipe materials. In:Proceedings ANTEC, Chicago.

73. Haager M., T. Frank, A. Lueghamer, Influence of the material quality on the long-term behavior of welded joints, Fachbeitrage Specialist Articles, Joining Plastics 2007.

74. Haager, M., A.Lueghamer, K.Bohaty, G.Pinter, R.W. Lang, Influence of slow crack growth resistance of polyethylene pipe on the long-term performance of welds made by electro socket fusion, Plastic Pressure Pipes 2007, Dusseldorf, Germany.

75. Hamouda H., M. Somoes-betbeder, F.Grillon, P.Blouet, P.Billion, R.Piques, Creep damage mechanisms in polyethylene gas pipes. Polymer, 2001, 42, p. 5425-5437.



76. Hertzberg R.W. and J.A.Manson "Fatigue of engineering plastics" (Academic Press, New York, 1980).

77. Heseel V.J., 50 years of polyethylene piping, 3R International (45) Heft 3-4/2006 78. Hessel, Lueghamer, Hackl, Welding of large diameter heavy wall polyolefine pipes and

long term performance, in Proc. Plastics Pipes XII, Baveno, Italien, 2004. 79. * * * IEC 707,Glowing rod test, class, 1998 80. Ifwarson M., H.Leijstrom, What controls the lifetime of plastic pipes and who can the

lifetime be extrapolated, Studsvik Material AB, Polymer Materials: Nykoping, Sweden,1999, p.16.

81. * * * ISCO Industries, 2003, HDPE in energy solutions. 82. * * * ISO 1167-1:2006 Thermoplastics pipes, fittings and assemblies for the conveyance of

fluids – Determination of the resistance to internal pressure – Part. : General method. 83. * * * ISO 3126:2005 Plastics piping systems – Plastics components – Determination of

dimensions. 84. * * * ISO 10350, Plastics -Acquisition and presentation of comparable single-point data -

Part 1: Moulding materials, 2007. 85. * * * ISO 1133, Plastics - Determination of the melt mass-flow rate (MFR) and the melt

volume-flow rate (MVR) of thermoplastics, 2005. 86. * * * ISO 1183-1,2, Plastics - Methods for determining the density of non-cellular plastics,

Part 1: Immersion method, liquid pyknometer method and titration method, Part 2: Density gradient column method, 2004.

87. * * * ISO 1210, Plastics - Determination of the burning behaviour of horizontal and vertical specimens in contact with a small-flame ignition source, 1992.

88. * * * ISO 11357-6:2008, Plastics – Differential scanning colorimetry(DSC)-Part.6: Determination of oxidation induction time (isothermal OIT) and oxidation induction temperature (dynamic OIT).

89. * * * ISO 12162, Thermoplastics materials for pipes and fittings for pressure applications - Classification and designation - Overall service (design) coefficient, 1995.

90. * * * ISO 13477, Thermoplastics pipes for the conveyance of fluids - Determination of resistance to rapid crack propagation (RCP) - Small-scale steady-state test (S4 test), 2008.

91. * * * ISO 13480, Polyethylene Pipes - Resistance to Slow Crack Growth - Cone Test Method , 1997.

92. * * * ISO 161-1, Thermoplastics pipes for the conveyance of fluids - Nominal outside diameters and nominal pressures - Part 1: Metric series, 1996.

93. * * * ISO 16770, Plastics – determination of environmental stress cracking (ESC) of polyethylene (PE)- Full-notch creep test (FNCT) , 2004.

94. * * * ISO 178, Plastics - Determination of flexural properties, 2010. 95. * * * ISO 179-1, Plastics - Determination of Charpy impact properties - Part 1: Non-

instrumented impact test, 2010. 96. * * * ISO 3146, Plastics - Determination of melting behaviour (melting temperature or

melting range) of semi-crystalline polymers by capillary tube and polarizing-microscope methods, 2000.

97. * * * ISO 437, Retele de tevi de polietilena ingropate pentru distributia combustibililor gazosi.Conditii tehnice, 1995

98. * * * ISO 4589-2, Plastics - Determination of burning behaviour by oxygen index, Part 2: Ambient-temperature test, 1996.

99. * * * ISO 62, Plastics, Determination of water absorption, 2008. 100. * * * ISO 75-1,2, Plastics - Determination of Temperature of Deflection under Load, Part

1: General Test Method, Part 2: Plastics and ebonite , 2004.



101. * * * ISO 4437, Buried polyethylene (PE) pipes for the supply of gaseous fuels - Metric series, 2007.

102. * * * ISO 8584-1, Thermoplastics pipes for industrial applications under pressure. Determination of the chemical resistance factor and of the basic stress. Polyolefin pipes, 1990.

103. * * * ISO 899-1, Plastics - Determination of creep behaviour - Part 1: Tensile creep,

2003. 104. * * * ISO TR 7474, High density polyethylene pipes and fittings - Chemical resistance

with respect to fluids to be conveyed, 1978. 105. * * * ISO/FDIS 16241, Notched tensile test to measure the resistance to slow crack

growth of polyethylene materials for pipes and fitting products (PENT), 2004. 106. * * * ISO 3167:2002 Plastics – Multipurpose test specimens. 107. * * * ISO 9080, Plastics piping and ducting systems - Determination of the long-term

hydrostatic strength of thermoplastics materials in pipe form by extrapolation. 108. * * * ISO 22088-2:2006 Plastics – Determination of resistance to environmental stress

cracking (ESC)-Part.2:Constan tensile load method. 109. * * * ISO 22088-2:2006 Plastics – Determination of resistance to environmental stress

cracking (ESC)-Part.3 Bent strip method 110. Janson L.E., G.Bergstrom, M.Backman and T.Blomster, Time dependent strength of

large diameter PE100 low sag pipe Institute of Materials, Minerals and Mining, feb.2005. 111. Janssen R.P.M., L.E.Govaert, H.E.H.Meijer, An analytical method to predict fatigue life

of thermoplastics in uniaxal loading: Sensitivity to wave type, frequency and stress amplitude, American Chimical Society, Macromolecules, 2008, vol.41, p.25-31, 25-40.

112. Jinescu V.V. – Proprietati fizice si termomecanica materialelor plastice,Vol I si II , Ed. Tehnica, Bucuresti,1979.

113. Kadota K., S.Chum, A.Chudnovsky, Bridging the PE lifetime under fatigue and creep conditions with its crystallization behavior. J. Appl Polym Sci 1993;49:863-75.

114. Kallrath J., V.Altstadt, P.Schloder, H.G.Bock, Analysis of fatigue crack growth behaviour in polymers and their composites based on ordinary differential equations parameter estimation, Elsevier LTd. Polymer Testing 18, 1999, p.11-35.

115. Kamenova L., A study of relations between the welding parameters, the morphology and mechanical characteristics of polyethylene welded joints, Welding in the world, 1988, vol 26, nr.7/8, p.146-158.

116. Khelif R., N.Zeghib, K.Chaoui, M.Nait-Abdelaziz, Critical energy analysis of fatigue brittke to-ductile transition in polyethylene gas pipe materials, Journal of Engineering and Applied Sciences, 2006.

117. * * * Kiwa Gastec Certification, Plastic Pipe Testing, 2009. 118. Kratochvilla T.R., H.Muschik, H.Dragaun, Morphological and structural effects on slow

crack growth in PE-pipes, Institute of Solid State Physics, University of Technology, Vienna, 2006.

119. Krishnaswamy, Analysis of ductile and brittle failures from creep rupture testing of high-density polyethylene (HDPE) pipes, Polymers 46 (25), 2005, p.11664-11672.

120. Kuhlman C.J., M.M. Mamoun, New software forecasts service Life and integrity of PE Piping in Pipeline &Gas Journal, aprilie, 1995, p.17-23.

121. Kurelec, L., et al., Strain hardening modulus as a measure of environmental stress crack resistance density polyethylene, Elsevier Ltd., Polymer 46, 2005, p.6369-6379.

122. Kurtz S.M., et al., The yielding plastic flow and fracture behavior of ultra-high molecular weight polyethylene in total joints replacements, Elsevier Ltd., Biomaterials 19, 1998, p.1989-2003.

123. * * * KWH- PE pipes Dn16-Dn 1600mm, Finland, 2008.



124. Lang R.W., G.Pinter, W.Balika, Konzept zur Nachweisfuhrung fur Nutzungsdauer und sicherheit von PE-Druckrohren bei beliebiger Einbausituation, 3R International (44) Heft 1-2/2005.

125. Lang, Stern, Doerner, Applicability and limitations of current lifetime prediction models for thermoplastics pipes under internal pressure, Die angewandte makromolekulare Chemie, 247(1997) 131-137.

126. Langdon B., An introduction to polyethylene pipe and butt welding, Australasian Welding Journal, 1998, vol.43, p.21.

127. * * * Legea 10/95 privind calitatea în construcţii cu modificările şi completările ulterioare 128. Loghin Gh., „Contributii la studiul miscarii gazelor naturale prin tuburi din polietilena”,

teza de doctorat, U.P.G.Ploiesti, 2001. 129. Managementul calitatii si asigurarea calitatii, colectie de standarde, Ed.Tehnica,

Bucuresti, 1996. 130. Margalida D., Essais de soudage sur matériaux thermoplastiques réalises a l`Institut de

Soudure . Soudage au chalumeau électrique a gaz chaud, Souder,1992, nr.3, p.8-15. 131. Merah N., Z.Khan, A.Bazoune, Temperature and loading frequency effects on fatigue

crack growth in HDPE pipe material, The Arabian Journal for Science and Engineering, vol.31, nr.2C, 2006.

132. Mineev E.A., Defects of polyethylene pipe in the body of automatic coupling, Avtoma-Ticeskaja Svarka, 1993,nr.10, p.43-45.

133. Minescu Mihail, Tehnologia materialelor, Editura Universitatii din Ploiesti, Ploiesti,1996. 134. Monteil S., P.Blouet, Emploi du polyéthylène pour la distribution du gaz naturel a une

pression de service de 8 bar, Gaz de France, Research Division and Distribution Department, 2003.

135. Morshedian J., P.M.Hoseinpour, Polyethylene cross-linking by two-step, Iranian Polymer Journal, v.18 (2), 2009, p.103-128.

136. Munns I.J., G.A.Georgiou, Ultrasonic and radiographic NDT of butt fusion welded polyethylene pipes, INSIGHT,1999, vol.41, nr.5, p.291-303.

137. Murariu, A., Simularea imperfectiunilor la sudarea prin topire cap la cap cu element incalzitor plan a tevilor din PEHD, BID ISIM, nr.1/2005, p.3.

138. Murariu, A., Unguru, I.,Evaluarea rezistentei polietilenei de inalta densitate in prezenta defectelor, BID ISIM, nr.3/2002, p.10.

139. Nenitescu C.D., Chimie generala, ed.Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1985. 140. Nezbedova E., et al., Fracture behavior of three-layer PE-HD pipe, Polymerwerkstoffe

2006, Halle/Saale, 27-29 Sept 2006. 141. * * * NF T54-074,Tubes en polyethylene. Determination des caracteristiques en traction,

1984. 142. Olick, Moet, Grigory, Kanninen, Fatigue-accelerated slow crack growth in electrofusion

joints of MDPE fuel gas pipes, in Proc, 13th Plastic Fuel Gas Pipe Symposium, San Antonio, Texas, USA, 1991.

143. Oprea Vasiliu C., Al..Constantinescu, P. Barsanescu, Ruperea polimerilor. Teorie si aplicatii, Ed.Tehnica, Bucuresti, 1992.

144. Oroveanu T., Al.D Stan, Scurgerea gazelor prin defectele conductelor de transport subterane. Studii si cercetari de mecanica aplicata, Tom 52, 6, Editura Academiei Romane,1993.

145. Oroveanu T., M.Asef, Asupra unei probleme de miscare nestationara in conductele de gaze, Stud. Cerc. Mec. Apl., 6,1981.

146. Palermo G. et al., Rapid crack propagation increasingly important in gas applications: a status report, Pipeline & gas journal/ december 2008.



147. Parson, M,, Stepanov, E.V., Hiltner, A., Baer, E., Correlation of stepwise fatigue and creep slow crack growth in high density polyethylene Journal of Materials Science 34 (1999) Kluwer Academic Publishers.

148. Parson, M,, Stepanov, E.V., Hiltner, A., Baer, E., Effect of strain rate on stepwise fatigue and creep slow crack growth in high density polyethylene Journal of Materials Science 35 (2000) Kluwer Academic Publishers.

149. Parson, M,, Stepanov, E.V., Hiltner, A., Baer, E., The damage zone ahead of the arrested crack polyethylene resins, Journal of Materials Science 36 (2001) Kluwer Academic Publishers, p.5741-5755.

150. Parsons, Stepanov, Hiltner, Baer, Correlation of Fatigue and Creep Slow crack Growth in a Medium Density Polyethylene Pipe Material, Journal of Materials Science, 35(2000) 2659-2674.

151. Pinter G and R.W.Lang: in Temperature – fatigue interaction (ed. L. Remy and J. Petit), 267; 2002, ESIS Publication 29, Amsterdam, Elsevier

152. Pinter G. and R.W.Lang: in Application of fracture mechanics to polymers, adhesives and composites, (ed. D.R. Moore), 47, 2003, ESIS Publication 33, Amsterdam, Elsevier.

153. Pinter G., M.Haager, W.Balika and R.W. Lang, (2004) Ranking of PEHD pipes grades by fatigue crack growth performance. In: Proceedings Plastics Pipes XII, Baveno.

154. Pinter G., Markus Haager, Werner Balika, Reinhold W.Lang, Cyclic crack growth tests with CRB specimens the evaluation of the long term performance of PE pipe grades, Polymer Testing 26, 2007, p.180-188.

155. Pinter G., Markus Haager, Werner Balika, Reinhold W.Lang, Ranking of PE-HD pipes grades by fatigue crack growth performance, Plastics Pipes XIII, Washington, 2006.

156. Pinter G., Reinhold W.Lang, Markus Haager, A test concept for lifetime prediction of polyethylene pressure pipes, Monatshefte fur Chemie 138, p.347-355, 2007.

157. Pinter G., W.Balika and R.W. Lang (2002) A correlation of creep and fatigue crack growth in high density polyethylene at various temperatures. In: Remy L, petit J (eds) Temperature-Fatigue interaction. ESIS Publikation 29, Elsevier Science Ltd. and Esis, Amsterdam.

158. Pinter, Haager, Balika, Lang, Cyclic crack growth tests with CRB specimens for the evaluation of the term performance of PE pipe grades, Polymer Testing, 26 (2007) p.180-188.

159. Pinter, Haager, Balika, Lang, Fatigue crack Growth in PE-HD Pipe Materials, Plastics Rubber and Composites, 34(2005), p. 25-33.

160. Pinter, Haager, Balika, Lang, Influence of Nonyphenol-Polyglycol-Ether Environments on the results of the Notch Creep Test, Polymer Testing, in Press (2007).

161. * * * Pipe,Tubing and Fittings, 2009. 162. Plummer C.J.G., A. Goldberg and A. Ghanem: Micromechanisms of slow crack growth in

polyethylene under constant tensile loading, Polymer, 2001, 42, p.9551-9564. 163. * * * PolyPipe, Inc., High density polyethylene for natural gas distribution, 2008. 164. Popovici S., Al.D.Stan, E.Popoviciu, Diminuarea infiltratiilor de gaze din retelele de

distributie, Editura tehnica, Bucuresti, 1991. 165. * * * Prescriptii tehnice – CR21 99, Omologarea procedurilor de sudare a tevilor si

fitingurilor din PE si autorizarea sudorilor,Ed.Tehnica,Bucuresti,2000. 166. Pruitt L., R.Herman, S.Suresh, Fatigue crack growth in polymers subjected to fully

compressive cyclic loads. J Mater Sci 1992, 27, p.608-16. 167. Pusz A., K.Michalik, Creep damage mechanisms in gas pipes made of high density

polyethylene, International Scientific Journal, vol.36, issue 2, 2009, p.89-95. 168. Ramsteiner F.,T.Armbrust, Fatigue crack growth in polymers, Elsevier LTd. Polymer

Testing 20, 2001, p.321-327.



169. Raseev D., Gh.Zecheru, Tehnologia fabricatiei aparaturii instalatiilor statice petrochimice si de rafinare, Editura tehnica, Bucuresti,1982.

170. Rifani A.I., A.F.Grandt Junior, Fracture mechanics analysis of fatigue crack growth in a complex cross section, Pergamon, Engineering Failure Analysis, vol.3, nr.4, p.246-265, 1996.

171. Sandberg H., La sudure des tubes polyethylen de grand diametre, in soudage et technique connexes, mai-iunie, 1997, p.19-28.

172. * * * SAPPMA (Southern African Plastic Pipe Manufacturers Association),Technical manual, 2008.

173. Schulte V.U., Heseel V.J. - Remaing service life of plastic ppipes after 41 years in service, 3R International (45) Heft 9/2006.

174. Shah A., E.V.Stepanov, A.Hiltner, E.Baer, M.Klein, E.Baer in 1997 Symposium on Plastic Piping System for Gas Distribution, Orlando, Fl., 1997, p.235.

175. Shestopal A.N.,High quality of welding works in construction and repair of gas pipelines polyethylene pipes, Avtomaticeskaja Svarka,1994,nr.2,p.48-50.

176. Simescu N., D.Chisalita, Proiectarea, construirea si exploatarea conductelor magistrale de transport gaze naturale, Editura Universitatii, Sibiu, 2001.

177. Soare A., D.Chisalita, V.Florea, M.Albulescu, Ghidul candidatului la examenul de instalator in distributia gazelor naturale, Ed.Asociatiei "Societatea inginerilor de petrol si gaze", 2005.

178. Soare A., D.Chisalita, V.Florea, M.Albulescu, Ghidul candidatului la examenul de instalator in transportul gazelor naturale, Ed.Asociatiei "Societatea inginerilor de petrol si gaze", 2005.

179. * * * Standard qualification procedure for welding tehnique of plastics, Doc IIW-XVI-654-94.

180. * * * SR EN ISO 527-1,2, Plastics – Determination of tensile properties, Part.1: General Principles, Part. 2: Test conditions for moulding and extrusion plastics, 200

181. * * * SR EN 921+AC:1997 Sisteme de canalizare de materiale plastice. Ţevi de materiale termoplastice. Determinarea rezistenţei la presiune interioară şi la temperatură constantă.

182. * * * SR EN 1555-1:2011 Sisteme de canalizare de materiale plastice pentru distribuirea combustibililor gazoşi. Polietilenă (PE). Partea 1: Generalităţi

183. * * * SR ISO 2505 (1+2): 2003 Ţevi de materiale termoplastice. Contracţia longitudinală la cald.

184. * * * SR EN ISO 2039-1:2003 Materale plastice . Determinarea durităţii. Partea 1:Metoda prin penetrare cu bilă.

185. * * * SR ISO 4065/2003 Ţevi de materiale termoplastice. Tabloul universal al grosimilor de perete.

186. * * * SR ISO 4437:2001 Ţevi de polietilenă utilizate la reţele îngropate de distruţie a combustibililor gazoşi. Serie metrică. Specificaţii.

187. * * * SR ISO 4440-1:2003 Ţevi şi fitinguri de materiale termoplastice. Determinarea indicelui de fluiditate la cald în masă. Partea 1: Metoda de încercare.

188. * * * SR EN ISO 8256, Plastics – Determination of tensile – impact strength, 2004. 189. * * * SR EN 13478:2011 Ţevi de materiale termoplastice pentru transportul fluidelor.

Determinarea rezistenţei la propagarea rapidă a fisurilor (RCP). Încercarea la scară naturală (FST)

190. * * * SR EN ISO 13479:2010Ţevi de poliolefine pentru transportul fluidelor. Determinarea rezistenţei la propagarea fisurii. Metodă de încercare propagării lente a fisurii într-o ţeavă crestată (încercarea cu crestătură)

191. * * * SR ISO 12230:2012 Ţevi de polibutenă. Efectul timpului şi al temperaturii asupra rezistenţei preconizate



192. * * * ISO 1133, Plastics - Determination of the melt mass-flow rate (MFR) and the melt volume-flow rate (MVR) of thermoplastics

193. SR 3317:2003. Gaz natural. Condiţii tehnice de calitate. 194. SR EN ISO 18453 Gaz natural – Corelarea între conţinutul de apă şi punctual de rouă al

apei 195. STAS 12005:1982 Gaze naturale – Determinarea punctului de rouă. 196. Tarasenko O.V., Technology and equipment up of manufacture of welded flexible pipes

of combined polymeric materials, Avtomaticeskaja Svarka, 1990, nr. 4, 197. * * * The Plastics Pipe Institute, inc, Engineering Properties of Polyethylene, Oct.2004. 198. Ting T. (1992) Stroh formalism and some invariance for anisotropic elasticity. Advances

in mecanics, 1992, 22(2) : 145-160. 199. Trifan C., M.Stefan,E.Scarlat, Asupra variatiei presiunii si temperaturii gazelor naturale in

lungul conductelor de repartitie din polietilena, Buletinul U.P.G.Ploiesti, vol.LVII/ 2005. 200. Troughton, Brown, Hessel, Comparison of long-term and short-term tests for

electrofusion in PE pipes, in Proc.Plastics Pipes XIII, Washington DC, USA, 2006. 201. * * * UL 94, Plastics flammability standard, 2006. 202. Ulmanu V., Gh.Draghici, V.Aluchi, Fatigue test on high density polyethylene PE100

using cracked round bar specimens, Bulletin UPG, LXIII, Nr.1, 2011, p. 61-65. 203. Ulmanu V., Gh.Draghici, V.Aluchi, Fracture mechanics testing of high density

polyethylene (HDPE) pipe material with compact tension (CT) specimens, Jurnal of Engineering studies and research - Volume 17, nr.3, 2011, p.98-103.

204. Ulmanu V., Gh.Draghici, V.Aluchi, Lifetime Estimation of High Density Polyethylene Pipelines Based on fracture Mechanics Principles - Petroleum – Gas University of Ploieşti BULLETIN, Tehnical Series , vol LXIV No. 4/2012

205. Ulmanu Vlad, Material tubular petrolier, Editura Tehnica, Bucuresti,1992. 206. UL94 V-O, V-1, V-2 flammability standard 207. Uponor Kft.-Budapest, Descriere tehnica pentru tevi din polietilena rigida(HDPE). 208. Voroshko P.P. - Calculation of stress intensity factors based on mode I crack opening

integral parameters, Strength of materials, vol.40 , nr.6, 2008. 209. * * * Welding of PE-HD-pipes and PE-HD-piping components for gas and water

distribution systems. Curriculum – terms of examination for PE-HD- welders, Doc IIW-XVI-661-94.

210. Yoshikiyo T., T.Hattori, High performance PE100 resin with extraordinary resistance to slow crack growth, Japan Polyethylene Corp., Plastics Pipes XIII, 2006.

211. Zecheru Gh., Al.Pupazescu, Particularitati privind evaluarea calitatilor tevilor si conductelor de polietilena, Buletin Univ.”Petrol-gaze”, vol.XLVII-L(1995-1998), Nr.9, Ploiesti, 1998.

212. Zhao J.Q., I.Daigle, D.Beaulieu, Effect of joint contamination on the quality of butt-fused high-density polyethylene (HDPE) pipe joints, Canadian Journal of Civil Engineering, v.29, no.5, Oct.2002, pp.787-798.

213. Zhou, Y., X.Lu, Z.Zhou, and N.Brown, The relative influence of molecular structure on brittle fracture by fatigue and under constant loads in polyethylene. Polymer Eng. and Science, 1996, v.36, nr.16, p.2101-2107.

214. Zhuang Z., P.E.O'Donoghue, Steady state analysis for dynamic crack propagation in gas pipe lines, Journal Materials Engineering, vols. 145-149, (1998), p.255-260.

215. Gajdos, L. si M. Sperl. Evaluating the Integrity of Pressure Pipelines by Fracture Mechanics . INTECH, 2012, Chapter 10.http://creativecommeons.org.

216. Ulmanu, V. si Gh. Zecheru. Determinarea durabilităţii prăjinilor de foraj pe baza conceptelor mecanicii ruperii materialelor. St. Cesc.Mec. Apl. Tom 48, Nr. 3,1989, p. 315-332.



217. * * * ISO 13760:1998 Plastic pipes for the conveyance of fluids under pressure-Miner's rule. Calculation method for cumulative damage.

218. BS 7910, Guide on methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures, BSI, 2005.

219. R6, Assessment of the integrity of structures containing defects, Rev.4, British Enegy, 2001

220. API Recommended Practice 579, Fitness-for-Service, API Publiching Services, First Ed. Jan. 2000.

221. Kocak,M editor, FITNET Fitness-for-Service(FFS), Revision MK8. 222. FITNET, M.C.7., Mai 2006, Annex A. Stress Intensity factor ( SIF), solutions. 223. Wikipedia – Enciclopedie. 224. Ulmanu V.,V.Aluchi, Studiul actual privind construcţia conductelor de transport şi

distribuţie a gazelor naturale , Referat stiinţific de cercetare nr. 1, sesiunea Decembrie 2005.

225. Ulmanu V.,V.Aluchi, Cercetări privind comportarea țevilor din PE și a ansamblurilor sudate la solicitări specifice, în distribuția gazelor naturale, Referat stiinţific de cercetare nr. 2, sesiunea August 2006.

226. Ulmanu V.,V.Aluchi, Cercetări privind caracteristicile de exploatare ale conductelor din PE ,Referat stiinţific de cercetare nr. 3, sesiunea Octombrie 2007.

Teză de doctorat _____________________________________________________________________________________________________________ Anexa A


ANEXA A

A.1. Valorile rezultatelor încercărilor pe epruvete CT, cu v = 0,5mm/min



Fotografiile epruvetei în cadrul procesului de încercare cu v = 0,5mm/min

Teză de doctorat _____________________________________________________________________________________________________________ Anexa B


ANEXA B

B.1. Valorile rezultatelor încercărilor pe epruvete CT, cu v = 0,50mm/min



B.2. Valorile rezultatelor încercărilor pe epruvete CT decupate din zona materialului de bază, cu v = 0,50mm/min



Fotografiile epruvetei decupată din zona materialului de bază în cadrul procesului de încercare cu v = 0,50mm/min



B.3. Valorile rezultatelor încercărilor pe epruvete CT decupate din zona materialului de bază, cu v = 10,0mm/min

conducte polietilena inalta densitate

Documents