doctoral nr1 2010

75
BULETINUL ŞTIINŢIFIC AL UNIVERSITĂŢII TEHNICE DE CONSTRUCŢII BUCUREŞTI No. 1 - Martie 2010

Upload: mariana-volciuc

Post on 18-Apr-2015

172 views

Category:

Documents


3 download

TRANSCRIPT

Page 1: Doctoral Nr1 2010

BULETINUL ŞTIINŢIFIC

AL

UNIVERSITĂŢII TEHNICE DE CONSTRUCŢII

BUCUREŞTI

No. 1 - Martie 2010

Page 2: Doctoral Nr1 2010

Disclaimer With respect to documents available from this journal neither T.U.C.E.B. nor any of its employees make any warranty, express or implied, or assume any legal liability or responsibility for the accuracy, completeness, or usefulness of any information, apparatus, product, or process disclosed. Reference herein to any specific commercial products, process, or service by trade name, trademark, manufacturer, or otherwise, does not necessarily constitute or imply its endorsement, recommendation, or favoring by the T.U.C.E.B. The views and opinions of authors expressed herein do not necessarily state or reflect those of T.U.C.E.B., and shall not be used for advertising or product endorsement purposes

Page 3: Doctoral Nr1 2010

CUPRINS

LUCRĂRI HIDROTEHNICE, ZONĂ UMEDĂ ŞI SALCIE ENERGETICĂ – O POSIBILĂ SOLUŢIE TEHNICĂ PENTRU CREŞTEREA CALITĂŢII APEI RÂULUI OLT ÎN AVAL DE STAŢIA DE EPURARE A MUNICIPIULUI SFÂNTU GHEORGHE................................................................................................................... 5

Oreste Sumbasacu, Virgil Petrescu CONSOLIDARE ANSAMBLU BISERICA-TURN CLOPOTNITA-COMUNA SACEL, HARGHITA......... 18

Mircea Ieremia, Marin Dumitrascu

SISTEMATIZĂRI PENTRU OPTIMIZAREA PROCESĂRII MATERIALELOR TITANIENE DE UZ AEROSPAŢIAL (I)................................................................................................................................................... 29

Indira Andreescu ESTIMAREA TRANSPORTULUI DE SEDIMENTE LONGITUDINAL COASTA STAŢIUNII MAMAIA, ROMÂNIA................................................................................................................................................................. 34

Khoudir Mezouar MATERIALELE TERMOIZOLANTE ŞI ECONOMIA DE ENERGIE ÎN CLĂDIRI DE LOCUIT............. 46

Dumitrescu Vlad, Dumitrescu Răzvan PROBLEME TEHNOLOGICE GENERALE ALE SUDĂRII PRIN TOPIRE ................................................. 58

Alexe Mircea

Page 4: Doctoral Nr1 2010
Page 5: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al U.T.C.B. nr.1 – 2010 5

LUCRĂRI HIDROTEHNICE, ZONĂ UMEDĂ ŞI SALCIE

ENERGETICĂ – O POSIBILĂ SOLUŢIE TEHNICĂ PENTRU

CREŞTEREA CALITĂŢII APEI RÂULUI OLT ÎN AVAL DE STAŢIA DE EPURARE A MUNICIPIULUI SFÂNTU

GHEORGHE

HYDRAULIC WORKS, WETLAND AND ENERGETIC

WILLOW – A POSSIBLE TECHNICAL SOLUTION FOR

WATER QUALITY ENHANCEMENT OF THE OLT

RIVER, DOWNSTREAM OF SFÂNTU GHEORGHE

Oreste Sumbasacu, ing., Administraţia naţională „Apele Române” (National Water Authority), Sistemul de gospodărire a apelor Covasna (Covasna county unit), e-mail: [email protected] Virgil Petrescu, prof. univ. dr. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de hidraulică şi protecţia mediului (Hydraulics and Environmental Protection Dept.), e-mail: [email protected]

Abstract: In order to improve the quality of rivers up to the required level recommended by EU, it must to renew the existing wastewater treatment technology. The necessary funds can be accessed, but a great value of them could generate adverse effects upon population and environment. An alternative solution is the use of energetic willow (Salix Viminalis Energo), an efficient and low-priced solid combustible, also suitable for fixing organic matter, nitrates and phosphates from wastewater. In the paper is analyzed the Olt River environmental data, upstream and downstream of St. Gheorghe wastewater treatment plant, just to identify the possibilities of using this solution as tertiary treatment of wastewater. Keywords: water quality, environmental protection, energetic willow, tertiary treatment of wastewater

1. INTRODUCERE România, ţară membră al Uniunii Europene, s-a angajat ca până în anul 2015 să ame-lioreze, până la „o stare ecologică bună”, calitatea apelor de suprafaţă. Sectoarele de râu în care se descarcă ape uzate (epurate sau neepurate) sunt cele mai expuse riscului de a nu atinge standardele de calitate. Constrângerile unui astfel de demers legate de reducerea poluării receptorilor naturali sunt, în principal, cele financiare şi cele de timp. Soluţiile pentru rezolvarea unor astfel de probleme nu sunt întotdeauna costisitoare. Adoptând o soluţie tehnică ieftină şi „priete-noasă mediului”, constrângerile amintite pot să dispară, cel puţin pentru moment.

1. INTRODUCTION Romania, as a member of the European Union, committed itself to improve up to 2015 the quality of surface water until reaching the requested value. The river bodies which receive wastewater (treated or untreated) are, from the water quality specific legislation point of view, the most exposed to pollution risk and vulnerability. The main „pressures” in water quality improvement activities are money and time. Often there are cheap ways to solve this type of problem. Adopting an „environmentally friendly” and not an expensive technical solution the „pressures” disappear and the requested level of pollutant values in surface water is satisfied for the moment, at least.

Page 6: Doctoral Nr1 2010

6 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Acest fapt ar permite răgazul de timp necesar analizării interacţiunii dintre receptorul natural şi sursa de poluare, conceperii, finanţării şi realizării unuia sau mai multor proiecte cuprinzătoare pentru rezolvarea problemelor comunităţilor privind alimentarea cu apă, epurarea mai eficientă a apelor uzate, renaturarea râurilor, arealelor, a zonelor umede etc.

2. SECTORUL MICFALĂU - ILIENI AL OLTULUI

2.1. Condiţii geomorfologice

La 92 km de la izvoare, după ce iese din defileul Tuşnadului, Oltul colectează apele afluentului de stânga, pârâul Micfalău. În această zonă, albia minoră prezintă deschi-deri cuprinse între 4 şi 10 m, malurile sunt în general abrupte şi asimetrice, cu înălţimi de la 2–6 m la 12–16 m. Culoarul Oltului pe acest sector este cuprins între munţii Bodocului la est (malul stâng) şi munţii Baraoltului la vest (malul drept), până aproape de Sfântu Gheorghe, unde terenul se deschide, precedând zona de confluenţă cu primul său afluent important, Râul Negru, la sud de localitatea Ilieni (fig. 1).

2.2. Condiţii hidrografice şi hidrogeologice

Pe sectorul studiat, cu lungimea de circa 38 km, panta medie a Oltului este de 1,74‰, iar coeficientul de sinuozitate are o valoare de 1,18. În aval de defileul Tuşnadului, intrat în depresiunea Braşovului, Oltul primeşte câţiva afluenţi mai mici şi foarte mici după cum urmează: Micfalău, Malnaş, Olteni, Talomir, Câlnic, Valea Crişului, Ghidfalău, Arcuş, Debren, Sâmbrezii, Sâncrai şi Ilieni. Aval de localitatea Ilieni, la circa 4,5 km, se varsă în Olt, din partea stângă, cel mai mare afluent din cursul său superior, Râul Negru. Întreaga zonă se caracterizează prin rezerve bogate de ape minerale. Izvoarele minerale sunt sulfuroase, bicarbonatate, feruginoase,

This would allow the time to analyse the interaction between the natural receivers and the pollution sources and to design, finance and make one or more extended projects for solving all the problems related to a community such as water supply, better wastewater treatment, restoration of rivers, landscapes, wetlands, etc.

2. MICFALĂU – ILIENI REACH OF THE OLT RIVER

2.1. Geomorphology

At 92 km from its springs, after passing Tuşnad defile, the Olt River collects from the left the water of a tributary brook called Micfalău. The Olt River channel is between 4 and 10 meters large in this sector. The river has asymmetric and abrupt banks, 2 m to 6 m high, or 12 m to 16 m. On this sector the Olt River basin is bordered by Bodoc mountains to the Est and Baraolt mountain to the West. Nearby Sfântu Gheorghe town the river valley becomes larger and larger, preceding the confluence zone with the first important tributary of the Olt River, Râul Negru, to the South of the Ilieni village (Fig.1). 2.2 Hydrology and Hydrogeology

The studied the Olt River reach is between Micfalău brook confluence and Râul Negru confluence. This sector is about 38 km long, with an average slope of 1.74‰ and with the sinuosity coefficient of 1.18. Downstream from Tuşnad defile begins Braşov depression. Here, the Olt River collects some little and very little brooks. These are Micfalău, Malnaş, Olteni, Talomir, Câlnic, Valea Crişului, Ghidfalău, Arcuş, Debren, Sâmbrezii, Sâncrai and Ilieni. At 4.5 km downstream from Ilieni village, the Olt River collects the water of Râul Negru. There are large mineral water reserves in the entire zone. The springs are sulphurous, ferruginous, carbonated, with strong or low

Page 7: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 7

carbogazoase, cu mineralizare puternică sau mai scăzută. Cele mai cunoscute şi utilizate izvoare sunt în Malnaş, Olteni şi Bodoc. În tabelul 1 se prezintă valorile caracteristice ale debitului râului Olt în secţiunile Micfalău, Sfântu Gheorghe şi Ilieni.

mineralization. Well known are the springs from Malnaş, Olteni and Bodoc. The characteristic values of the Olt River discharge at Micfalău, Sfântu Gheorghe and Ilieni sections are presented in Table 1.

Tabelul 1 - Debitele în secţiunile monitorizate (m3/s)

Table 1 - The discharges in monitoring sections (m3/s)

Fig. 1 - Sistemul de monitoring al reţelei hidrografice. The monitoring system of the stream drainage pattern.

2.3. Condiţii climatice Zona studiată face parte din sectorul cu climă continental - moderată caracterizată de veri calde şi relativ bogate în precipitaţii şi ierni friguroase cu viscole rare. Circulaţia generală a atmosferei este carac-terizată prin frecvenţa mare a advecţiilor de aer temperat – oceanic din vest (mai ales în sezonul cald), prin pătrunderi frecvente de aer temperat - continental din est (mai ales în sezonul

2.3. Climate In this area the climate is continental –temperate, which means warm summers with relative abundant rains and cold winters with rare blizzards. The general atmospheric circulation is characterized by frequent oceanic - temperate air advections from the West (especially in the warm seasons) and frequent continental-temperate air advections from the East (especially

Secţiune/ Section

Debit/ Discharge

Micfalău Sfântu

Gheorghe

Ilieni (1.05 × Sf. Gheorghe)

Qmed an 9.68 10.1 10.6

Qmax 1% 334 393 413

Qmax 5% 189 222 233 Qmax 10% 140 164 172 Qmax 20% 96.5 114 120 Qmax istoric 302 282 296 Qmin istoric 1.10 1.11 1.17 Qmin 97% 1.20 1.26 1.32 Qmin 95% 1.45 1.60 1.68 Qmin 90% 1.72 1.83 1.92 Qmin 85% 1.74 1.90 2.00

Page 8: Doctoral Nr1 2010

8 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

rece), care ajunge însă intens transformat, prin invazii relativ frecvente ale aerului tropical – maritim din sud-est şi sud, prin pătrunderi rare ale aerului arctic la nord şi foarte rare ale aerului tropical – continental din sud-est şi sud. Temperatura medie anuală este de +7-8oC, mai joasă cu circa 3oC faţă de media pe ţară. Mediile lunii iulie sunt de ordinul a +16-18oC, iar cele ale lunii ianuarie între -4oC şi -8oC. La Sfântu Gheorghe, temperatura maximă de +37,8oC a fost înregistrată la 11 august 1951, în timp ce temperatura minimă, de -34,7oC, s-a înregistrat la 30 decembrie 1999. Volumul precipitaţiilor creşte cu altitudinea şi scade în culoarul depresionar intramontan datorită efectului de föhnizare care are loc la coborârea maselor de aer. Cantităţile medii anuale sunt în jurul valorilor de 500-700 mm (l/m2). Cantitatea maximă căzută în 24 ore la Sfântu Gheorghe a fost de circa 82,1 mm. Stratul de zăpadă este prezent circa 60-80 de zile pe an, cu grosimi medii de 8-10 cm.

3. PRESIUNI ASUPRA OLTULUI ÎNTRE MICFALĂU ŞI ILIENI

3.1. Presiuni hidromorfologice Pe sectorul Oltului, delimitat în amonte de confluenţa cu pârâul Micfalău şi în aval cu Râul Negru, intervenţia umană care generează presiuni hidromorfologice constă în existenţa digurilor de apărare împotriva inundaţiilor, construite pentru protecţia localităţilor (Mic-falău 0,4 km de diguri, Malnaş Băi 0,2 km, Bodoc 2,5 km, Ghidfalău 1,5 km, Sf'ântu Gheorghe 5 km, Ilieni 3 km) şi din circa 6,4 km de consolidări de maluri cu piatră brută, executate pentru stoparea unui număr de 36 eroziuni active de mal.

3.2. Presiuni chimice (surse de poluare)

Din punctul de vedere al presiunilor chimice pe sectorul studiat se pot distinge două zone, respectiv zona amonte, situată între conflu-enţa cu pârâul Micfalău şi

in the cold seasons), mixed sometimes with Mediterranean air from South-East and South, rare with arctic air from the North and very rare with tropical-continental air from South-East or South. The annual average temperature is between +7oC and +8oC, three degrees less than the country average. In July the average temperature is about +16oC - +18oC and in January between -4oC and -8oC. The highest value in Sfântu Gheorghe was +37.8oC on 11th August 1951 and the lowest was -34.7oC on 30th December 1999. The precipitation volume increases with altitude and decreases in areas bordered by mountains due to the föhn-effect produced when air mass flows downwards. Annual average rain quantities are between 500 and 700 mm (l/m2). The highest quantity fallen in 24 hours in Sfântu Gheorghe has been of 82.1 mm. The snow cover is during 60 - 80 days/year, with 8 to10 cm average depth.

3. PRESSURES ON THE OLT RIVER BETWEEN MICFALĂU AND ILIENI

3.1. Hydromorphological Pressures In Olt River reach, bordered upstream by Micfalău brook confluence and downstream by Râul Negru confluence, human actions which generate hydromorphological pressures consist in longitudinal dykes, made for human community protection against flood (Micfalău 0.4 km of dykes, Malnaş Băi 0.2 km, Bodoc 2.5 km, Ghidfalău 1.5 km, Sfântu Gheorghe 5 km, Ilieni 3 km) and 6.4 km of banks protection against river erosion for a number of 36 active bank erosions.

3.2. Chemical Pressures (pollution sources)

As regards the chemical pressures, the river body could be divided in two parts: the upper zone, between the confluence with Micfalău brook and the confluence with

Page 9: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 9

confluenţa cu pârâul Sâmbrezii, şi zona aval, cuprinsă între confluenţa cu pârâul Sâmbrezii şi confluenţa cu Râul Negru. Zona amonte are o lungime de circa 25,5 km şi nu este afectată de surse importante de poluare. În zona aval, cu o lungime de 12,5 km, calitatea apelor este afectată de apele uzate tratate în staţia de epurare a municipiului Sfântu Gheorghe, apoi deversate în pârâul Sâmbrezii şi din acesta în râul Olt.

4. STAŢIA DE EPURARE A APELOR UZATE DIN MUNICIPIUL SFÂNTU GHEORGHE

Din cei 65.000 locuitori ai municipiului Sfântu Gheorghe, circa 48.000 sunt racordaţi la reţeaua de alimentare cu apă şi 41.300 la cea de canalizare. Sistemul de canalizare are o lungime totală de 37 km. Dacă la proiec-tare capacitatea de epurare era de Qzi med = 600 l/s, în prezent se tratează şi se evacuează un debit mediu zilnic de aproximativ Qzi med = 175 l/s.

4.1. Procesul tehnologic al staţiei de epurare

- Treapta mecanică. În această treaptă, apa uzată trece prin căminul cu grătare şi site, apoi prin deznisipator, separatorul de grăsimi şi prin patru decantoare primare. - Treapta biologică. Apa tratată mecanic este trimisă în bazinele de aerare cu nămol activ şi apoi în decantoarele secundare. - Fluxul nămolului. Nămolul în exces din bazinele de aerare trece succesiv prin concentratorul gravitaţional de nămol, rezervorul de fermentare metanică, instalaţia de deshidratare a nămolului, ajungând la rampa orăşenească de deşeuri solide.

4.2. Monitorizarea sursei de poluare

În tabelele 2, 3, 4 şi 5 sunt prezentate, succesiv, pentru perioada anilor 2001 – 2007: debitele tratate în staţia de epurare a municipiului Sfântu Gheorghe, caracteristicile apei la intrarea în staţie, randamentul staţiei şi caracteristicile apei la ieşirea din staţie.

Sâmbrezii brook, and the lower zone, bordered upstream by the confluence with Sâmbrezii brook and downstream by the confluence with Râul Negru. The upper zone is about 25.5 km long. On this sector there is no important pollution source. In the lower zone with a length of 12.5 km, the wastewater treated in Sfântu Gheorghe treatment plant is discharged firstly in Sâmbrezii brook and finally in the Olt River.

4. SFÂNTU GHEORGHE WASTEWATER TREATMENT PLANT

In Sfântu Gheorghe town there are about 65,000 inhabitants, from which 48,000 are connected to the water supply system and about 41,300 to the wastewater sewage system. The sewage system is about 37 km long. The projected capacity is Qzi med = 600 l/s, but at present only Qzi med =175 l/s are treated. 4.1. Technological Process of Wastewater Treatment Plant

- Mechanical treatment stage. In this stage, wastewater passes through grid and sieve room, then in the sand-settling tank, grease-separation tank and four primary settling tanks. - Biological treatment stage. In the biological treatment stage, the water flux is: aeration in the activated sludge tanks and secondary settling. - Sludge flux. The treatment of in-excess sludge from the aeration tanks is successively passing through the gravitational thickening, the anaerobia stabilization tank, the centrifugal dewatering, and the municipal solid waste landfill.

4.2. Wastewater Monitoring

In Tables 2, 3, 4, 5 the following things are successively presented for 2001 – 2007 period: wastewater discharges treated in WWTP of Sfântu Gheorghe town, inflow water characteristics, WWTP efficiency and outflow water characteristics.

Page 10: Doctoral Nr1 2010

10 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Tabelul 2 - Debite medii lunare (l/s) tratate în staţia de epurare Sfântu Gheorghe Table 2 - Monthly average wastewater discharge (l/s) treated in Sfântu Gheorghe WWTP

Luna/

Month Anul/ Year

Ian./ Jan.

Feb./ Feb.

Mar./ March

Apr./ April

Mai/ May

Iun./ June

Iul./ July

Aug./ Aug.

Sept./ Sept.

Oct./ Oct.

Nov./ Nov.

Dec./Dec

2001 195 204 221 212 214 220 204 169 184 189 187 180

2002 171 180 200 197 186 179 182 180 171 177 178 179

2003 173 172 178 173 158 148 165 160 159 160 154 149

2004 148 155 155 159 155 155 158 151 165 158 166 159

2005 159 165 154 159 161 161 164 162 167 158 158 172

2006 165 164 163 163 162 158 155 159 158 154 154 155

2007 152 158 162 156 156 158 152 156 158 155 154 155

Tabelul 3 - Valori medii lunare pentru CCO-Mn, CBO5 şi suspensii, la influent Table 3 - Influent monthly average values for COD, BOD and SS

CCO-Mn

(mg/l) Ian./ Jan.

Feb./ Feb.

Mar./ March

Apr./ April

Mai/May

Iun./ June

Iul./ July

Aug./ Aug.

Sept./ Sept.

Oct./ Oct.

Nov./ Nov.

Dec./ Dec.

2001 150 140 136 136 137 146 139 155 142 164 151 155 2002 152 140 142 171 167 183 159 172 169 166 188 206 2003 191 174 192 167 171 180 185 185 178 169 176 181 2004 169 175 194 200 191 197 192 187 217 234 228 208 2005 199 168 190 212 192 229 223 216 233 207 219 229 2006 262 213 254 214 230 232 186 192 181 183 180 179 2007 190 184 183 177 190 178 176 148 181 191 199 192 CBO5 (mg/l)

2001 96.4 91.4 91.0 87.2 90.6 112 93.5 106 91 86 93 64 2002 104 91.8 101 113 118 118 101 105 108 107 113 111 2003 107 110 130 116 117 121 121 119 117 111 116 115 2004 113 129 135 126 123 129 120 138 145 142 146 129 2005 134 100 119 138 118 150 146 156 152 145 147 161 2006 174 183 176 146 164 146 113 104 73.5 101 107 123 2007 129 114 142 115 111 110 116 123 124 126 135 115 Susp. (mg/l)

2001 251 337 303 303 282 324 336 298 355 383 309 327 2002 351 319 392 433 423 437 353 427 394 377 477 372 2003 438 386 456 516 460 426 406 472 457 420 413 379 2004 392 400 412 472 458 392 405 395 454 512 548 483 2005 447 481 471 540 441 663 702 552 634 396 441 510 2006 598 660 583 478 490 423 326 362 359 424 479 449 2007 447 400 450 426 428 370 368 384 348 417 471 418

Page 11: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 11

Tabelul 4 - Randament mediu lunar (%) la indicatorii CCO-Mn, CBO5 şi suspensii Table 4 - Monthly average treatment efficiency for COD, BOD and SS (%)

CCO-

Mn Ian./ Jan.

Feb./ Feb.

Mar./ March

Apr./ April

Mai/ May

Iun./ June

Iul./ July

Aug./ Aug.

Sept./ Sept.

Oct./ Oct.

Nov./ Nov.

Dec./ Dec.

2001 87.3 87.9 88.1 87.5 87.4 88.5 88.9 86.1 85.9 87.7 87.2 86.9 2002 85.8 84.8 85.6 86.9 84.5 87.1 82.6 82.7 82.6 82.1 85.7 88.9 2003 89.1 88.0 88.9 86.2 86.0 84.3 85.2 83.9 83.4 83.1 83.1 83.6 2004 83.7 84.3 86.1 85.0 84.4 84.5 83.1 83.9 83.8 83.2 83.2 81.7 2005 82.7 80.5 80.7 80.8 80.2 82.4 81.8 83.4 84.1 79.1 81.8 83.4 2006 82.7 80.0 80.3 76.7 80.5 80.6 78.5 79.6 80.5 80.0 79.4 80.2 2007 83.0 84.2 81.2 82.3 82.5 83.2 82.3 79.2 82.1 83.1 82.3 82.4 CBO5 2001 89.5 89.2 89.5 90.0 89.7 94.2 91.3 90.9 88.5 87.1 88.9 82.9 2002 88.2 87.6 88.7 89.9 90.6 91.3 87.8 86.6 87.4 87.3 88.1 88.8 2003 89.6 90.3 91.5 90.0 89.5 89.2 88.9 88.3 86.8 86.6 86.6 86.2 2004 86.4 87.5 88.3 87.8 87.8 88.4 87.4 88.5 87.6 88.8 83.4 82.1 2005 84.9 83.7 80.4 80.9 81.0 83.9 83.1 84.3 83.9 81.2 82.9 83.3 2006 83.9 84.7 84.4 81.7 82.8 82.0 79.5 81.8 80.4 80.1 78.6 81.4 2007 82.0 86.8 87.2 86.5 86.2 86.4 86.8 87.8 86.3 86.9 84.3 83.6 Susp. 2001 88.6 89.6 89.7 89.8 90.2 90.2 89.6 89.2 86.8 87.1 88.9 82.9 2002 82.6 85.2 82.7 81.2 78.8 78.9 76.5 76.9 79.3 77.4 82.1 78.3 2003 85.0 87.1 83.8 86.5 78.8 76.8 81.7 81.9 80.5 81.8 79.5 75.5 2004 78.2 80.6 80.4 87.3 80.9 80.0 78.3 86.5 82.8 84.4 83.3 85.5 2005 83.8 85.5 83.7 80.6 79.8 83.2 81.1 84.1 83.9 75.3 82.5 85.0 2006 84.6 84.7 80.1 74.5 78.8 73.3 70.4 72.4 76.4 74.3 76.9 75.3 2007 75.1 77.5 75.6 77.1 75.6 77.2 74.1 76.0 74.0 76.9 78.7 76.4

Tabelul 5 - Valori medii lunare pentru CCO-Mn, CBO5 şi suspensii, la efluent Table 5 - Effluent monthly average values for COD, BOD and SS

CCO-

Mn (mg/l)

Ian./ Jan.

Feb./ Feb.

Mar./ March

Apr./ April

Mai/ May

Iun./ June

Iul./ July

Aug./ Aug.

Sept./ Sept.

Oct./ Oct.

Nov./ Nov.

Dec./ Dec.

2001 19.1 17.0 16.2 17.0 17.2 16.8 15.4 21.6 20.1 20.2 19.4 20.3 2002 21.7 21.4 20.6 22.5 25.9 23.6 27.7 29.9 29.4 29.7 26.8 22.9 2003 20.8 20.9 21.4 23.1 24.0 28.3 27.5 29.8 29.5 28.6 29.7 29.7 2004 27.6 27.6 27.1 30.1 29.9 30.6 32.4 30.1 35.1 39.4 38.6 37.9 2005 34.5 32.8 36.7 40.7 38.2 40.4 40.7 35.9 37.0 43.1 39.8 37.9 2006 45.3 42.6 50.2 49.8 44.8 45.0 39.9 39.1 35.3 36.5 37.1 35.6 2007 32.3 29.1 34.4 31.3 33.2 29.9 31.2 30.7 32.3 32.2 35.3 33.8 CBO5 (mg/l)

2001 10.1 9.87 9.52 8.72 9.33 6.5 8.13 9.60 10.5 11.1 10.4 10.8 2002 12.3 11.4 11.4 11.4 11.1 10.3 12.3 14.0 13.6 13.7 13.5 12.5 2003 11.1 10.7 11.1 11.7 12.3 13.1 13.5 13.9 15.5 14.9 15.5 15.9 2004 15.4 16.2 15.8 15.4 15.1 15.0 15.2 15.8 18.0 15.9 24.3 23.0 2005 20.3 16.4 23.4 26.4 22.5 24.2 24.6 24.6 24.4 27.3 25.2 26.9 2006 28.0 28.0 27.4 26.7 28.1 26.3 23.1 18.9 14.4 20.2 22.9 23.0 2007 23.2 15.1 18.3 15.5 15.4 15.0 15.3 15.1 17.0 16.5 21.2 18.9 Susp. (mg/l)

2001 28.64 35.1 31.3 30.9 27.7 31.8 35.0 32.2 46.9 49.5 34.2 55.9 2002 61.06 47.2 67.9 81.4 89.7 92.0 83.1 98.6 81.6 85.1 85.4 80.8 2003 65.7 49.8 73.9 69.7 97.6 98.8 74.3 85.4 83.1 76.5 84.6 92.8 2004 85.61 77.7 80.8 59.9 87.5 78.5 87.8 53.3 78.1 79.9 91.6 70.1 2005 72.4 69.7 76.7 104 89.2 111 132 87.7 102 97.8 77.1 76.5 2006 92.13 101 116 122 104 113 96.5 100 84.8 109 111 111 2007 111 90.1 110 97.3 104 84.4 95.11 92.1 90.6 96.3 100 98.8

Page 12: Doctoral Nr1 2010

12 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

4.3. Corelaţia randament - debit în procesul de epurare

Scăderea consumului de apă potabilă, în condiţiile unui număr relativ constant de locuitori, a generat o creştere a concentraţiei poluanţilor în influentul staţiei de epurare. Deoarece staţia a fost proiectată pentru un debit de aproximativ patru ori mai mare decât debitul tratat în prezent, procesul de epurare este afectat semnificativ (fig. 2).

4.3. Relationship between Efficiency and Flow Rate

The decrease of the drinking water consumption has generated, because the number of inhabitants remained approximately the same, an increase of the pollutant concentration values in the influent flow in WWTP. Due to the fact that the inflow wastewater decreased four times than the projected discharge, the treatment process was seriously affected (Fig. 2).

Variaţia randamentului epurării funcţie de debit

70

75

80

85

90

95

150 170 190 210

Q (l/s)

%

CCO-Mn

CBO5

susp.

Linear (CCO-Mn)

Linear (CBO5)

Linear (susp.)

Fig. 2 - Variaţia randamentului epurării în funcţie de debit. Relationship between efficiency and flow rate.

5. MONITORIZAREA INDICATORILOR DE CALITATE ÎN OLT, ÎN SECŢIUNILE MICFALĂU ŞI ILIENI În figurile 3, 4 şi 5 sunt reprezentate valorile medii lunare ale indicatorilor de calitate a apei CCO-Mn, CBO5 şi suspensii, măsurate în secţiunile de monitorizare Micfalău şi Ilieni, între anii 2001 şi 2008.

5. WATER QUALITY INDICATORS IN THE OLT RIVER, IN MICFALAU AND ILIENI MONITORING SECTIONS In Figures 3, 4 and 5 the monthly average values of water quality indicators COD, BOD and SS are presented, measured in Micfalau and Ilieni monitoring sections, between 2001 and 2008.

CCO-Mn

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

ian.-0

1

ian.-0

2

ian.-0

3

ian.-0

4

ian.-0

5

ian.-0

6

ian.-0

7

ian.-0

8

micfalauilieni

Fig. 3 - Indicatorul CCO-Mn (valoare ţintă: 10 mg/l) COD values (target value: 10 mg/l)

Page 13: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 13

CBO5

0

2

4

6

8

10

12

ian.-01

apr.-01

iul.-01

oct.-01

ian.-02

apr.-02

iul.-02

oct.-02

ian.-03

apr.-03

iul.-03

oct.-03

ian.-04

apr.-04

iul.-04

oct.-04

ian.-05

apr.-05

iul.-05

oct.-05

ian.-06

apr.-06

iul.-06

oct.-06

ian.-07

apr.-07

iul.-07

oct.-07

ian.-08

apr.-08

ilienimicfalau

Fig. 4 - Indicatorul CBO5 (valoare ţintă: 5 mg/l). BOD values (target value: 5 mg/l).

suspensii

0

50

100

150

200

250

300

350

ian.-0

1

apr.-

01

iul.-

01

oct.-

01

ian.-0

2

apr.-

02

iul.-

02

oct.-

02

ian.-0

3

apr.-

03

iul.-

03

oct.-

03

ian.-0

4

apr.-

04

iul.-

04

oct.-

04

ian.-0

5

apr.-

05

iul.-

05

oct.-

05

ian.-0

6

apr.-

06

iul.-

06

oct.-

06

ian.-0

7

apr.-

07

iul.-

07

oct.-

07

ian.-0

8

apr.-

08

ilienimicfalau

Fig. 5 - Indicatorul suspensii. SS values.

În fig. 6 este prezentat grafic gradul biologic de curăţenie (Knopp) în secţiunile de moni-torizare Micfalău şi Ilieni, între anii 2001 şi 2007, împreună cu regresiile liniare.

In Figure 6, the biological clearness degree (Knopp), between 2001 and 2007, in Micfalău and Ilieni monitoring sections, is presented together with the linear regressions.

Grad de curăţenie (Knopp) (%)

65

70

75

80

85

90

95

mar.-0

1

aug.-

01

feb.-0

2

sep.-

02

feb.-0

3iul

.-03

ian.-0

4iul

.-04

mar.-0

5

aug.-

05

mar.-0

6

aug.-

06

apr.-

07

sep.-

07

MicfalăuIlieniLinear ( Micfalău)Linear (Ilieni)

Fig. 6 - Indicatorul „grad biologic de curăţenie” (Knopp). Biological clearness degree (Knopp).

Page 14: Doctoral Nr1 2010

14 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

6. ÎNCADRAREA SECTORULUI MICFALĂU - ILIENI AL OLTULUI ÎN CATEGORII DE CALITATE Încadrarea acestui sector de râu s-a realizat în conformitate cu STAS 4706-1988 (până în 2001), STAS 4706-1988 şi Ordinul MMGA 1146/2002 (2001-2003), Ordinul MMGA 1146/2002 (2004-2005) şi Ordinul MAPM 161/2006 (2006-2008). În 2001 s-au analizat 12 probe instantanee (o probă/luna) pentru indicatorii împărţiţi în trei clase: RO - regimul de oxigen (OD, CBO5, CCO-Mn); GM – gradul de mineralizare (cloruri, sulfaţi, calciu, magneziu, amoniu, azotiţi, azotaţi, fosfaţi); TS - toxice şi specifice (Mn, Ni, Cu, Zn). La toţi aceşti indicatori, în anul 2001, sectorul studiat a avut categoria I de calitate (v. tab. 6).

6. WATER QUALITY CLASSIFICATION OF MICFALĂU - ILIENI REACH, THE OLT RIVER The water quality classification of this reach is in conformity with STAS 4706-1988 (untill 2001), STAS 4706-1988 and Order MMGA 1146/2002 (2001-2003), Order MMGA 1164/ 2002 (2004-2005) and Order MAPM 161/ 2006 (2006-2008). In 2001, the surface water quality monitoring included 12 samples (one sample/ month). The following have been analysed: RO - oxygen regime (DO, BOD, COD-Mn); GM - mineralization degree (chlorine, sulphates, calcium, magnesium, ammonia, nitrate, nitrite, phosphates); TS – toxics (Mn, Ni, Cu, Zn). According to these classes, the studied reach was of the first category in 2001 (Table 6).

Tabelul 6 - Încadrarea sectorului Micfalău - Ilieni în categorii de calitate, în 2001 Table 6 - Water quality classification of Micfalău - Ilieni reach, in 2001

Categoria de calitate / Water quality classification (STAS 4706 /1988) Secţiunea de prelevare/

Monitoring section RO GM TS Generală / General

Olt - secţiunea Micfalău I I I I Olt – secţiunea Ilieni I I I I

În anul 2007 s-au analizat 11 probe pentru indicatorii de calitate grupaţi în următoarele clase: RO – regimul de oxigen (OD, CBO5, CCO-Mn, CCO-Cr); NUTR – nutrienţi (amoniu, azotiţi, azotaţi, azot Kjeldahl, azot organic, azot total, orto-fosfaţi, fosfor total); SAL – salinitate (reziduu fix, cloruri, sodiu, alcalinitate, aciditate); PTSON – poluanţi toxici şi specifici de origine naturală (Cd, Cr, Cu, Fe, Ni, Zn); AICR – alţi indicatori chimici relevanţi (fenoli, detergenţi). Corespunzător acestor clase de indicatori, în 2007 sectorul studiat a fost încadrat în categoriile I şi II (v. tab. 7).

In 2007, the surface water quality monitoring included 11 samples. The following elements were analized: RO - oxygen regime (DO, BOD, COD-Mn, COD-Cr); NUTR – nutrients (ammonia, nitrates, nitrites, Kjeldahl nitrogen, organic nitrogen, total nitrogen, orthophosphates, total phosphates); SAL – salinity (undissolved residue, chlorine compounds, natrium, alcalinity, acidity); PTSON – natural toxic pollutants (Cd, Cr, Cu, Fe, Ni, Zn); AICR – other chemical indicators for water pollution (phenols, detergents). According to these classes, the studied reach fell into the first and second categories in 2007 (Table 7).

Tabelul 7 - Încadrarea sectorului Micfalău - Ilieni în categorii de calitate, în 2007 Table 7 - Water quality classification of Micfalău - Ilieni reach, in 2007

Categoria de calitate / Water quality classification (Ord. MAPM 161/2006) Secţiunea de prelevare/ Monitoring section RO NUTR SAL PTSON AICR Gener.

Olt - secţiunea Micfalău II II I II II II Olt – secţiunea Ilieni II II I I II II

Page 15: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 15

Din analiza indicatorilor de calitate a apei pe întreaga perioadă 2001 – 2007 rezultă că:

a). În anii 2001 şi 2007 categoria de

calitate este aceeaşi în secţiunea amonte (Micfalău) şi în secţiunea aval (Ilieni).

b). În anul 2002 a apărut o deteriorare a calităţii apei în aval faţă de amonte la grupele de indicatori de mineralizare şi metale.

c). În anul 2003 şi 2004, deteriorarea s-a manifestat la metale şi nutrienţi.

d). În anul 2005, la regimul de oxigen şi nutrienţi.

e). În anul 2006, la nutrienţi, salinitate şi poluanţi toxici.

În concluzie, principala deficienţă a staţiei de epurare a municipiului constă în deteriorarea clasei de indicatori N (nutrienţi) în analizele de apă din programul de monitorizare a calităţii râului.

Analysing the samples the results in Micfalău and Ilieni sections between 2001 and 2007 are presented below:

a) In 2001 and 2007, the general category of

water quality is the same in the both monitoring sections Micfalău (upstream) and Ilieni (downstream).

b) In 2002 a degradation of the water quality appears downstream for mineralization degree and metals.

c) In 2003 and 2004 the degradations occur for metals and nutrients.

d) In 2005, for oxygen regime and nutrients. e) In 2006, for nutrients, salinity and natural

toxics pollutants. In conclusion, the main deficiency in the wastewater treatment flux from Sfântu Gheorghe municipal plant is to N (nutrients) class of pollution indicators.

7. FITOTEHNOLOGIA ŞI SALCIA ENERGETICĂ

7.1. Fitotehnologia

Esenţa conceptului de fitotehnologie constă în utilizarea plantelor ca tehnologii vii care ne pot ajuta în provocările generate de protecţia mediului. Fitotehnologia, bazată pe ştiinţele ecologice, consideră ecosistemul ca o componentă integrală a intervenţiilor omului şi societăţii în natură (v. fig. 7 şi 8).

Fig. 7 - Curs de apă protejat de vegetaţie. A broklet protected by the green bank.

7. PHITOTECHNOLOGY AND ENERGETIC WILLOW

7.1. Phytotechnology

The essence of the phytotechnology concept lies inthe use of plants as living technologies to help us address environmental challenges. Phytotechnology, based on the science of ecology, considers the ecosystem as an integral component of the human and societal interventions involving the natural environment (see Figures 7 and 8).

Fig. 8 - Evacuare de ape epurate. Outflow of treated wastewater.

Page 16: Doctoral Nr1 2010

16 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Câteva exemple relevante privind utilizarea fitotehnologiei sunt: - utilizarea plantelor pentru reducerea nivelului de

poluare (folosirea zonelor umede pentru epurarea apelor uzate);

- replicarea ecosistemelor şi unor culturi de plante (crearea de ecosisteme artificiale, precum baraje şi zone umede, pentru epurarea apelor uzate sau limitarea surselor de poluare difuză);

- utilizarea plantelor pentru favorizarea rege-nerării unui ecosistem după o afectare majoră (cazul carierelor miniere de suprafaţă sau renaturarea lacurilor şi râurilor);

- concomitent cu reducerea poluării, se are în vedere limitarea impactului uman asupra mediului.

7.2. Salcia energetică

Salcia energetică (Salix Viminalis Energo) este o specie de salcie cultivată mai ales în Suedia, Ungaria, Slovenia şi Polonia, cu scopul folosirii ei în domeniul energetic. Există diferite specii de plante denumite generic „energo”, precum: iarba energetică, trestia, rapiţa, răchita ori salcâmul, plopul şi salcia. Dacă cele mai multe plante silvice ajung la maturitate şi pot fi folosite după 3-5 ani, salcia energetică poate fi recoltată anual, având o masă lemnoasă de 40-60 t/ha şi o putere calorifică de până la 5.000 kcal/kg (superioară stejarului sau fagului). Salcia energetică are o creştere foarte rapidă (3-3,5 cm/zi), este rezistentă la intemperii, la boli şi la depozitarea de după recoltare. Plantarea se face prin butaşi, primăvara (fig. 9), iar recoltarea se realizează toamna sau iarna (fig. 10).

Fig. 9 - Plantarea salciei energetice. The energetic willow planting.

Some specific examples of phytotechnology applications include: - the use of plants to reduce the pollution level

(the use of wetlands for wastewater treatment); - the replication of ecosystems and plant

communities (building ecosystems such as dams and wetlands for the treatment of wastewater or diminishing the diffuse pollution sources);

- the use of plants to facilitate the recovery of ecosystems after significant disturbances (coal mine reclamation or the restoration of lakes and rivers);

- at the same time with the reduction of pollution, the reduction of the human impact upon the environment is considered.

7.2. Energetic Willow

The energetic willow (Salix Viminalis Energo) is a variety of willow which is cultivated especially in Sweden, Hungary, Slovenia and Poland for energetic purposes. There are various plants generically called „energo” such as: power grass, bulrush, colza, osier or acacia, poplar tree and willow. While the majority of forest plants become full-grown and can be used after 3-5 years, the energetic willow can be harvested annually, having a wooden mass volume of 40-60 tons/ha and a caloric power up to 5,900 kcal/kg (greater than the oak tree or the beech).

The energetic willow has a very fast growth (3-3.5 cm/day), is resistant to bad weather, illnesses or to storage after harvest.

Planting is made by stools, in springtime (Fig. 9), while harvesting is performed in autumn or winter (Fig. 10).

Fig. 10 - Recoltarea salciei energetice. The energetic willow harvesting.

Page 17: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 17

În prezent, Uniunea Europeană consideră această specie ca având un mare potenţial de furnizare de combustibil (producţia de pe un hectar este suficientă pentru încălzirea anuală a �apte apartamente convenţionale) şi recomandă subvenţionarea ei. În afara utilizării salciei drept combustibil (sub formă de biomasă, pelete sau brichete), această plantă oferă şi alte avantaje precum: reabilitarea solurilor inundabile ori mlăştinoase (capacitatea de evapo-transpiraţie este de 15-20 l apă/zi/m2) şi dispune de o mare capacitate de neutralizare a nămolului provenit de la staţiile de epurare (20-30 t/ha/an). De asemenea, salcia energetică poate fi folosită la fixarea versanţilor şi prevenirea alunecărilor de teren, la producerea meta-nolului, la fabricarea aspirinei, ca sursă de celuloză etc. În concluzie, Salix Viminalis Energo este o plantă cu largi aplicaţii fitotehnologice, inclusiv în domeniul protecţiei mediului, care ar merita atenţia specialiştilor, autorităţilor şi comunităţilor din România.

At present, the European Union considers that this plant has a great potential as fuel (the harvest from one hectar is sufficient for the annual heating of seven conventional apartments) and recommends its valorization. Besides its use for power purposes (as raw matter, pellets or briquettes), the energetic willow has some other advantages, such as: recovery of floodable lands or periodical swamp formation (the evapo-perspiration capacity is about 15-20 liters of water/ day/m2) and a great neutralization capacity of sludge - originating from the wastewater treatment plant (20-30 tons/ha/year). Moreover, the energetic willow can be used for fixating abrupt slopes and preventing landslide, for producing methanol, for making aspirin, as a source of cellulose etc. As a conclusion, Salix Viminalis Energo is a plant with many phytotechnology applications, including environmental protection, being worthy of the attention of specialists, authorities and human communities from Romania.

BIBLIOGRAFIE

REFERENCES

[1] *** Anuarul privind starea indicatorilor de mediu în judeţul Covasna, Agenţia judeţeană pentru protecţia

mediului Sfântu Gheorghe, ediţiile 2001-2007.

[2] *** Legea apelor nr. 107/1996, cu modificările şi completările ulterioare.

[3] Petrescu, V., Sumbasacu, O. Deziderate de calitate pentru alimentarea cu apă a municipiului Sfântu Gheorghe (judeţul Covasna), Conferinţa tehnico-ştiinţifică sub egida Asociaţiei Române a Apei, Bucureşti, iunie 2006.

[4] *** Sinteză anuală privind calitatea apelor de suprafaţă, Sistemul de gospodărire a apelor Covasna,

ediţiile 2001-2007.

[5] www.avarok.hu.

Page 18: Doctoral Nr1 2010

18 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

CONSOLIDARE ANSAMBLU BISERICA-TURN

CLOPOTNITA-COMUNA SACEL, HARGHITA

REINFORCEMENT OF THE ENSEMBLE MADE UP OF CHURCH AND STEEPLE

TOWER AT SACEL VILLAGE, HARGHITA COUNTY

Mircea Ieremia, prof. dr. ing., Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de Rezistenta Materialelor (Strenght of Materials) e-mail: [email protected] Marin Dumitrascu, ing. Romanian Expert Counsoulting s.r.l., e-mail: [email protected]

Abstract: The Orthodox Church in Sacel village, used to be in the XVIII th century a subsidy of the Parish Eliseni. To the wooden part of the church built in 1722 it was added, around 1770, a steeple made up of masonry, with baroque elements, still present. In the lines to follow, it is presented the resistance structure of the existent buildings, it is calculated the earthquake insurance degree and there are presented the reinforcement solutions to fit within the necessary limits of stability and resistance, according to the present calculation norms. Keywords: enforcement, churche, steeple, earthquake insurance

1.Scurt istoric Centru de comuna, satul Sacel este situat la o altitudine de cca. 400m, la 20 Km de Cristuru Secuiesc, pe DJ 134. Prima atestare documentara a fost in jurul anului 1454 D.C. sub denumire de Andreasfalwa. Comuna se afla in sfera de influenta a municipiului Odorheiu Secuiesc si a orasului Cristuru Secuiesc, avand legaturi traditionale cu municipiile Targu Mures si Sighisoara. Sacelul era in secolul XVIII-lea filie la parohia Eliseni. Biserica ortodoxa, atestata de conscriptiile din acel secol era de lemn. Lacasului de lemn al bisericii ridicata in anul 1722 i-a fost adaugat, pe la 1770, un turn-clopotnita de zidarie, cu elemente baroce, retinut la ctitoria actuala. Bisericii din Sacel ii apartinea un „Apostol” tiparit la Buzau in 1704, pe care se afla consemnarea : „De la Hs. 1765, sept. , de la Adam 7273, scris-am eu, Petru,” scrisa probabil de un dascal sau invatacel. Pe un “Strastnic” din Blaj, din 1753, se afla o insemnare de proprietate a bisericii Sacelului, din 4 februarie 1855. Biserica si satul au fost vizitate de Gheorghe Lazar in anii 1805 si 1806, cand a insotit familia Gyulai la Sacel (pe al carui fiu ,

1.Brief history The village of Sacel, is a township residence, placed at an altitude of approx. 400m, 20 km from Cristuru Secuiesc on District Road 134. The fisrt historic certification of the village was around 1454 A.D. under the name Andreasfalwa. The tonwnship is placed in the influence sphere of Odorheiu Secuiesc and Cristuru Secuiesc towns, also holding traditional connections with Targu Mures city and Sighisoara town. Sacel belonged, in the XVIII-th century, to Eliseni parish; its orthodox church as it was certified by the documents of that time, was made of wood. To the church structure built in 1722 A.D. was attached , around 1770 A.D., a masonry, steeple tower with baroque style elements, which was kept at the present foundation. To the church of Sacel belonged an “Apostle” printed at Buzau in 1704, on which it’s recorded: “From Hs. 1765 sept. from Adam 7273, I wrote, Peter” probably written by a schoolmaster or pupil. On a “Strasnic” from Blaj, in 1753 A.D. was written a property mark of Sacel church, dated february 4th 1855 A.D. The church and the village were visited by Gheorghe Lazar in 1805 and 1806 when he

Page 19: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 19

Lajos, il invata carte). Rememorand prezenta profesorului sau la Sacel, fostul elev, peste ani, isi amintea: “In Sacel, stiu ca a predicat de mai multe ori spre marea multumire a romanilor”. Carturarul roman pleda, desigur, in favoarea limbii romane si a unitatii de neam, ceea ce i-a impresionat in mod special pe credinciosii romani. Intre anii 1941-1944 a fost ridicata o noua biserica (in forma de cruce), avand hramul „Sfintii Arhangheli Mihail si Gavril”, pe locul vechii biserici din lemn de la care s-au pastrat fundatiile si turnul.

attended the Gyulai family at Sacel (whose son, Laios, he taught). Remembering, over the years, the visit of his teacher at Sacel, the former pupil said: ”In Sacel he preached several times thus pleasing the Romanian people”. The romanian scholar, naturally, was pleading in favour of the Roamnian language and kin unity, fact which impressed the faithful. Between 1941 and 1944 A.D. a new church was erected (in cross form) on the foundations of the old wooden church and was dedicated to “Archangels Michael and Gabriel”, and the steeple tower was also kept.

Fig. 1 – Vedere a bisericii si a turnului clopotnita Sight of the church and steeple tower

Fig. 2 – Vedere a fatadei principale a turnului

clopotnita Sight of the main facade of the steeple tower

Biserica a fost pictata in anul 1970, in tehnica fresco, in stil Bizantin si a fost declarata monument de arhitectura. Nu s-au gasit planuri de arhitectura sau de rezistenta, nici pentru biserica propriu-zisa si nici pentru turnul clopotnita. De asemenea nu exista nici un fel de alte documentatii privind eventualele modificari sau reparatii ale cladirilor, care, in mod evident, ar fi fost facute pana in prezent.

The church was painted in 1970 A.D. in Byzantine style using the fresco technique and it was declared an architectural monument. No architectural or structural plans, either for the actual church or the steeple tower have been found. No other documentation regarding the possible modifications or repairs, which were obviously made, exists.

Page 20: Doctoral Nr1 2010

20 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Fig. 3 – Placuta comemorativa Gheorghe Lazar Commemorative plaque Gheorghe Lazar

Fig. 4 – Turnul clopotnita, sprijinit provizoriu

(zona intrarii) The steeple tower, supported provisional (the entry

2.Incadrarea constructive dupa normele de calcul a) Conform Normativului de protectie antiseismica P100-92 revizuit in 1996 Conform „Regulamentului pentru stabilirea categoriei de importanta a constructiilor”, ansamblul turn clopotnita-biserica se incadreaza in categoria “constructii de importanta deosebita la care se impune limitarea avariilor“ (cladiri care adapostesc aglomeratii de persoane, sali de spectacole artistice, biserici). Intre cele 2 corpuri exista un rost atat la nivelul infrastructurii cat si la nivelul suprastructurii. Functie de numarul de niveluri si de anul executiei, ansamblul turn clopotnita-biserica se incadreaza astfel:

• turn clopotnita — in grupa de constructii curente - parter pana la P+4E, proiectate pana in anul 1940;

• biserica propriu-zisa — in grupa de constructii ingineresti tip “sala”, proiectate intre anii 1941-1963.

b ) Avand structuri pe zidarie portanta, ambele constructii se incadreaza in grupa de constructii cu pereti structurali din zidarie de caramida, conform Normativului seismic P100-1992. Cladirile sunt situate in zona seismica de

2. Framing the Construction According to Calculation Norms a) According to the Normative of seismic protection P-100-92 revised in 1996 The church structure (Ground Level +1Floor) along with the steeple tower fit the criteria from the second class of importance “constructions of great importance to which the restriction of damage is required” (buildings that house the agglomerations of people, art halls, churches). There is, between the two buildings (church and steeple tower), a construction joint both at the infrastructure and superstructure level. Depending on the number of levels and the year of the construction, the tower-church assembly/unit can be classified as follows:

• steeple tower — ordinary constructions class GL+4F, designed before 1940;

• church — engineering buildings “hall” type designed between 1941 and 1963.

b) Both buildings having brick walls, fit, according to P 100-1992 norm, in the structural brick wall construction group. The buildings are placed in seismic area “E”,

Page 21: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 21

calcul “E”, cu un coeficient seismic KS=0.12 si o perioada de colt TC=0.7 s., ceea ce corespunde unei zone de intensitate seismica VII, conf. scarii de intensitate seismica MSK. c ) Conform Regulamentului anexa la H.G. nr. 766/1997 si STAS 10100/0-1975. Fiind o cladire de importanta medie, constructia se incadreaza in categoria B de importanta si – respectiv in clasa II. d ) Conform Normativului P118/99. Gradul de rezistenta la foc este III. e ) Conform STAS 10101/20 – 90. Din punct de vedere al actiunilor din vant, amplasamentul se gaseste in zona de calcul B. f ) Conform STAS 10101/21 – 92. Din punct de vedere al incarcarilor din zapada, amplasamentul sa gaseste in zona de calcul C. g ) Stratificatia terenului din amplasament se prezinta astfel:

• 0.00…0.20m — sol vegetal; • 0.20…0.60m — umplutura din pamant cu

fragmente colturoase si caramida; • 0.60…1.00m — argila maronie; • 1.00…1.80m — argila galbuie cu

alternanta maronie; • 1.80…4.00m — argila marnoasa; • 4.00…7.00m — marna argiloasa.

La data executarii forajelor, apa subterana nu a fost intalnita. Terenul bun de fundare il constituie atat formatiunea de argila cat si formatiunea de marna argiloasa. S-a considerat o presiune conventionala pe stratul de fundare de 220 kPa in gruparea fundamentala de calcul. 3. Descrierea structurii existente 3.1.Biserica propriu-zisa Este construita din zidarie de tip ciclopian, cu pereti de 55cm grosime, realizati din caramizi si piatra. Liantul folosit este un mortar de argila. Forma in plan este de cruce cu o axa de simetrie (longitudinala), iar peretii pronaosului inscriu un plan dreptunghiular cu o suprafata de aproximativ 58mp.

having a seismic coefficient, KS=0.12 and a value for dominant period of TC= 0.7s. This corresponds to a VII-th grade seismic intensity zone according to MSK seismic intensity scale. c) According to Regulation attached to H.G. (Governmental Decision) no.766/1997 and STAS (State Standard) 10100/0-1975. Being a building of medium importance, it fits the importance category B and class II criteria. d) According to P118/99 norm. The fire resistance class is III. e) According STAS 10101/20-90. From wind loads point of view the site fits the B area criteria. f) According STAS 10101/21-92. From snow loads point of view the site is placed in area C. g) The ground stratification on site is as follows:

• 0.00…0.20 m — vegetal soil; • 0.20…0.60 m — earth, craggy fragment

and brick filling; • 0.60...1.00 m — brown clay; • 1.00…1.80 m — yellowish brown clay; • 1.80…4.00 m — marl clay; • 4.00…7.00 m — clay marl.

At the time of drilling underground water was not found. Both the clay and clay marl layers fit the good foundation ground criteria. The conventional pressure on foundation layer was considered 220 kPa in the fundamental load combination. 3. Description of the Existing Structure 3.1 The Actual Church The church has a cyclopean type masonry structure with brick and stone shear walls, 55cm thick. The bonding material used is a type of clay plaster. The plan shape is a cross with a longitudinal symmetry axis. The pre-nave walls are inscribed in a rufly 58 sqm rectangle

Page 22: Doctoral Nr1 2010

22 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Fig. 5 – Vedere a bisericii si a turnului clopotnita. Detaliu Sight of the church and steeple tower. Detail

Naosul are doua abside circulare, fiecare cu raza de aproximativ 3m. Suprafata in plan a naosului este de circa 39mp.Cladirea bisericii cu o vechime de circa 68 ani este reprezentativa pentru modul de executie al bisericilor din acea vreme. Legaturile dintre zidurile de caramida sunt asigurate numai prin teserea caramizilor, fara a se asigura legaturi suplimentare pe orizontala sau pe verticala. Naosul se termina cu peretele catapeteazma in spatele caruia este dezvoltat altarul circular pe o raza de circa 2,5m. Suprafata incintei in care este proiectat altarul este de aproximativ 28mp. Sarpanta acoperisului este alcatuita din lemn ecarisat iar invelitoarea din tigla in doua ape montata pe o astereala din scanduri. Sistemul de fundare este reprezentat de o supralargire a bazei peretilor sub forma unor talpi continue din zidarie de piatra cu putin mai late decat peretii bisericii. Adancimea de fundare este -1,10m . S-au observat crapaturi pronuntate, specifice unor cedari ale structurii sau unor tasari inegale ale terenului. Aceste tasari au fost produse in special datorita urmatoarelor cauze: - amplasarii bisericii aproximativ spre varful unui

deal care prezinta probleme de instabilitate, avand tendinte permanente de lunecare.

- lipsa unui sistem de drenare adecvat care determina deversarea apelor pluviale de suprafata (de pe zonele din panta din dreapta) spre biserica;

- lipsa unui trotuar perimetral in jurul ansamblului turn-biserica;

- lipsa jgeaburilor si burlanelor sau dimensionarea neadecvata a celor existente,

The nave has two 3m radius circular apses. The plan area of the nave is about 39 sqm. The 68 years old church is illustrative for the church execution techniques at that time. The connections of the brick walls are realized exclusively by weaving bricks without any other horizontal or vertical connections. The nave ends with the iconostasis wall. Beyond this wall the 2.5m radius circular altar is placed. The plan area of the altar is about 28sqm. The roof framework is made of wood and the outside cover of tile. The roof is shaped with two slopes and the tile is mounted on wooden roof boarding. The foundation system is represented by the thicker wall base thus forming some kind of a continuous base system under the walls made of stone masonry. The foundation depth is 1.10m. Enlarged cracks have been noticed as a sign of structural fail or uneven ground settlements. These settlements have been produced mainly as a result of: - the location of the church near the top of

the hill, which probably has stability issues consisting of permanent sliding tendency;

- lack of an adequate drainage system which leads to the discharge of surface storm water (in the slope areas on the right) to the church;

- lack of a surrounding pavement for the church and steeple tower;

- lack of gutters and gutter pipes or

Page 23: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 23

fapt care implica scurgerea apelor pluviale de pe acoperis direct langa zidurile bisericii;

- vechimea constructiei si a reparatiilor superficiale, efectuate probabil doar la nivel de reparatii curente, fara a se interveni asupra structurii de rezistenta.

Aceste fenomene au permis atat aparitia igrasiei, dar si fisuri si crapaturi in pereti.

inadequate size of the existing ones. As a result the rainwater falls off the roof near the church walls;

- age of the building and poor maintenance.

All these have produced dampness and wall cracks.

Fig. 6 – Vedere in interiorul bisericii (partea stanga)

Inside on the left part of the church – view

Fig. 7 – Vedere in interiorul bisericii (partea dreapta)

Inside on the right part of the church – view

3.2. Turnul-clopotnita A fost construit din zidarie ciclopiana de 75cm grosime (25cm de caramida/piatra – 25cm de pamant – 25cm de caramida/piatra , cu mortar de argila) si este amplasat in fata intrarii bisericii propriu-zise. Este o cladire rectangulara cu o suprafata in plan de circa 24mp. Spre biserica, turnul are pereti proprii si intre cele doua cladiri (cu regim de inaltime diferit), construite la o diferenta de 170 ani, exista un rost.. Regimul de inaltime este P+1E, turnul avand un planseu de lemn. Deasupra acestui planseu (aproximativ la 2,00m) se afla un caroiaj de grinzi de lemn de care sunt agatate cele doua clopote care si in prezent sunt functionale. La intersection acestora se afla popul central (stalp circular) care sustine capriorii dispusi radial (pe sistemul „spitelor de umbrela”). Pe capriori este montata astereala care sustine invelitoarea din tigla. Structura de rezistenta este deci realizata cu pereti portanti iar legaturile dintre zidurile de caramida ale turnului sunt asigurate numai prin teserea caramizilor, fara a se asigura legaturi suplimentare pe orizontala sau pe verticala. Sistemul constructiv este impresionant mai ales sub aspectul rezolvarii planseului de lemn

3.2. Steeple Tower The steeple tower was built of cyclopean masonry with 75cm thick walls (25cm thick brick/stone layer – 25cm earth layer – 25cm thick brick/stone layer, and clay plaster) and it is placed in front of the church entrance. The steeple tower is a rectangular building with a plan area of about 24 sqm. There is, probably, between the two buildings with different height regime (church and steeple tower) a construction joint as they were built 170 years apart. The steeple tower height regime is GF+1F and it has a wooden floor. At approximately 2.00m above this floor there is a wooden grid of which the two bells are hung, bells which are still fully functional. At their intersection there is the central pole (circular post) which sustains the radial roof rafters (placed in the “umbrella spokes” system). On the roof rafters the roof boarding is mounted on top of which is the tile cover. To conclude, the structure is formed form shear walls and the connections between them is acquired only by weaving bricks without any other vertical or horizontal connection.

Page 24: Doctoral Nr1 2010

24 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

si a „dantelariei” grinzilor de lemn (capriori, cosoroabe) care sustin acoperisul. Ca si in cazul bisericii, sistemul de fundare al turnului este reprezentat tot de o supralargire a bazei peretilor sub forma unor talpi continue din zidarie de piatra cu putin mai late decat peretii turnului. Adancimea de fundare este tot de -1,10m. Circulatia pe verticala este asigurata de o scara interioara din lemn.

The structural system is impressive especially the wooden flooring system and the roof structure. Like the church, the steeple tower foundation system consists of a thicker wall base made of stone masonry. The foundation depth is also -1.10m. The vertical circulation is ensured by an interior wooden staircase.

Fig. 8 – Fatada principala a turnului clopotnita. Detaliu Sight of the main facade of the steeple tower. Detail

Se constata ca nu s-au facut in timp consolidari sau alte lucrari pentru sporirea nivelului de rezistenta si stabilitate initial, care a fost conceput si realizat doar pentru preluarea incarcarilor gravitationale. In concluzie, defectele si avariile constatate se impart in mai multe categorii: a) defecte datorate igrasiei si a fenomenelor de gelivitate; b) defecte datorate tasarilor diferentiate si a probabilelor alunecari de teren; c) fisuri si crapaturi in spaletii de zidarie in dreptul golurilor de ferestre datorita lipsei buiandrugilor sau a existentei unor buiandrugi necorespunzatori ; d) degradari ale spaletiilor de zidarie datorita „varstei” constructiei (cca. 240 ani). Cladirea a acumulat in timp o energie de deformatie apreciabila si a suferit deteriorari datorită cutremurelor succesive (din anii 1940, 1977, 1986, 1990) si datorita tasarilor diferentiate ale terenului de fundare. 4.Descrierea structurii consolidate Solutiile de consolidare tin seama de asigurarea incadrarii in cat mai mare masura in exigentele de stabilitate si rezistenta necesare si se refera la urmatoarele operatiuni:

It has been noted that as the time passed no enforcement works have been done to increase the initial level of structural resistance. The structure was originally designed to cope with gravitational loads only. To sum up, the damage and defects can be classified as follows: a) flaws due to dampness and frost-defrost repetitive cycle; b) flaws due to uneven settlements and probable land sliding; c) splits and cracks at window gaps in the walls due to faulty or lack of lintels; d) damages of the masonry walls due to “the age” of the building (about 240 years). The building has gathered along time great strain energy and has suffered damages due to successive earthquakes (in 1940, 1977, and 1990) and uneven settlements of the foundation ground. 4. Reinforced Structure Description The consolidation solutions are chosen in such a manner that the reinforced structure will meet the stability and resistance demands as good as possible.

Page 25: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 25

4.1.Biserica a) Subturnarea fundatiilor existente (perimetral) dupa urmatoarea tehnologie :

• Se va executa in „sah”; se va incepe numerotarea fazelor de la colturile bisericii spre mijlocul acesteia avand grija ca niciodata doua faze succesive sa nu fie alaturate;

• Fiecare faza de subturnare va avea lungimea de cel mult 1m si latimea de 90cm din care 55cm vor fi turnati sub zidul existent iar restul in exteriorul cladirii;

• Cota de subturnare va fi -1.40m, adica cu 30 cm sub actuala cota de fundare; betonul subturnat este de clasa Bc20;

• Ultimii 60cm subturnati sub cota viitorului trotuar vor fi armati ca bare longitudinale cu diametrul Ø14mm - PC52 si etrieri Ø10mm– OB37, montati din 10cm in 10cm, realizandu-se astfel o centura orizontala, perimetrala si exterioara bisericii;

• Din subturnare se vor lasa mustati Ø16/Ø10mm PC52 care se vor petrece atat cu armaturile verticale ale samburilor ce urmeaza a se turna, cat si cu cele din soclul perimetral existent ce urmeaza a se consolida;

• In interiorul bisericii se vor executa patru grinzi de fundare transversale orizontale (in dreptul samburilor) cu rol de a lega peretii, dar si noile subturnari longitudinale;

• Pozitia grinzilor in plan va fi: la marginea altarului, langa zidurile transversale care marcheaza trecerea din pronaos in naos, intre ferestrele din pronaos si la intrarea in biserica; ele vor avea aceleasi caracteristici geometrice si aceeasi armare ca subturnarile longitudinale. Se realizeaza astfel un sistem de fundare pe talpi continui, mult mai putin sensibil la viitoarele tasari differentiate. Nici o sapatura nu se va executa fara sprijinirea si popirea zidului ce urmeaza a se subturna.

b) Turnarea de elemente verticale (samburi) • Se vor turna 6 samburi de beton armat pe

exteriorul cladirii. Pozitia lor in plan va fi urmatoarea: la marginea altarului, langa zidurile transversale care marcheaza trecerea din pronaos in naos si in dreptul intrarii din turn in biserica; dimensiunile lor vor fi 25cm x 40cm (cu 15cm inglobati in zid);

• Betonul turnat in samburi va fi cel putin de clasa Bc20 si va fi armat cu Ø 14mm PC52 (bare verticale) si etrieri Ø10mm/15cm OB37. Armatura verticala se va petrece cu mustatile lasate in centura perimetrala.

4.1. The church a) Undercasting the existing foundations according to the following technology:

• The undercasting will be executed in “chess” like steps or phases; the step numbering will begin from the church corners toward the middle taking care not to join two successive steps;

• Each undercasting step will have a maximum length of 1m and it will be 90cm wide, from which 55cm will be cast under the existing foundation and the rest of it outwards;

• The undercasting level will be of1.40m, 30cm under the actual foundation level; the undercasting concrete will be Bc20 class;

• The last 60 cm poured under the future pavement will be reinforced with Φ14mm–PC52 longitudinal rebars and Φ10mm–OB37 stirrups mounted at 10cm apart, thus creating a horizontal exterior “belt”;

• The undercast will have Φ16mm – PC52 whiskers which will overlap with both vertical cores rebars and those from future consolidated perimetral base;

• Inside the church four horizontal beams will be poured to interlock the walls and the new undercast foundations;

• The plan position of the beams will be at the altar limit next to the transversal walls which mark the entrance from pre-nave to the nave. The beams from between the pre-nave windows and those from the church entrance will have the same reinforcement as the longitudinal undercast. Thus a foundation system is realized on continuous beams which is much less sensitive to differential settlements. No digging will be made without sustaining the wall which is to be undercast.

b) Casting vertical elements (cores)

• Six reinforced concrete cores will be cast. Their plan position will be as follows: At the altar limit; next to the transversal walls which mark the entrance from the pre-nave to the nave and at the entrance from the tower in the church. Their dimensions will be 25cm x 40cm (15 cm inside the walls);

• The core concrete will be at least Bc 20 class and the reinforcement will be Φ14mm – PC52 (vertical) and Φ10mm/15 cm – OB37 stirrups. The vertical rebar will overlap with the whiskers from the perimetral belt.

Page 26: Doctoral Nr1 2010

26 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

c) Turnarea de elemente orizontale (centuri) • Se vor turna trei centuri de beton armat

perimetrale, pe exteriorul cladirii; pozitia lor in plan va fi urmatoarea:sub / deasupra ferestrelor si sub sageac ( peste ultimul rand de ferestre); dimensiunile lor vor fi 20cm x 15cm (cu 15cm inglobati in zid ).

• Betonul turnat in centuri va fi de clasa Bc20 si va fi armat cu Ø 14mm PC52 (bare orizontale) si etrieri Ø10mm/15cm OB37.

d) Consolidarea peretelui de la intrare (dinspre turnul clopotnita)

• Se va aplica pe toata suprafata peretelui (pe interior) o tencuiala armata.

e) Refacerea defectelor locale Solutiile de consolidare depind de urmatoarele tipuri de avarii:

• fisuri cu deschideri pana la 2 mm care nu sectioneaza in intregime peretele;

• fisuri patrunse, cu deschideri mari, cu dislocarea caramizilor;

• ruperi sau fracturi ale peretelui de caramida.

Zidurile care au fost afectate, se vor consolida cu una din urmatoarele metode:

• injectari cu rasini epoxidice; • indepartarea in totalitate a zonei degradate

si rezidirea acesteia cu teserea caramizilor noi cu cele existente.

f) Refacerea partiala a sarpantei prin inlocuirea elementelor de lemn deteriorate. g) Refacerea in totalitate a trotuarului perimetral care va fi prevazut cu canivouri pentru colectarea si scurgerea apelor din precipitatii. 4.2.Turnul – clopotnita a)Mutarea clopotelor intr-o clopotnita nou construita si amplasata pe sol. b)Efectuarea de subturnari ale fundatiilor existente (perimetral) dupa aceeasi tehnologie c)Introducerea de diafragme de beton armat turnate in cofraj (la peretii exteriori) pentru consolidarea zidariei existente. Diafragmele vor avea grosimea de 20cm atat la peretii longitudinali cat si la peretii transversali si vor fi turnate la exterior, pe toata inaltimea cladirii. Armarea placarii (de 20cm grosime) a peretilor de zidarie se va face cu 2 plase

c) Casting horizontal elements (belts) • Three reinforced concrete perimetral belts will

be cast on the exterior. Their position will be as follows: under/above the windows and under the eaves (above the last row of windows. Their dimension will be of 20cm x 15 cm (15 cm inside the wall);

• The concrete will be Bc 20 class, the rebars will be Φ14mm – PC52 and the stirrups Φ10mm/15 cm – OB37.

d)The consolidation of the entrance wall (from the steeple tower)

• A reinforced plaster will be applied on the interior side.

e) Restoring local flaws The consolidation solutions depend on the type of damage as follows:

• cracks up to 2 mm span which doesn’t pierce the whole wall;

• wide span deep cracks with bricks dislocation;

• breaks or fractures. The damaged walls will be consolidated using one of the following methods:

• epoxy resin injections; • total elimination of the damaged zone and

rebuilding it, by weaving the new bricks with the existing ones.

f) The partial restoration of the roof by replacing the damaged wooden elements. g) Total reconstruction of the perimetral pavement which will be provided with gutters for collecting and draining the rain water. 4.2. The steeple tower a) The bells will be moved in a new bell-room on the ground level. b) Undercasting the existent foundations using the same technology as the one for the church. c) Introducing reinforced concrete shear walls cast in the encasement (at the exterior walls) to consolidate the existing masonry. The shear walls will be 20cm thick at both transversal and longitudinal walls and will be positioned outwards on the entire height of the building. The reinforcement will be formed from two Φ10mm– OB37 ductile

Page 27: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 27

ductile OB37 Ø10mm, intoarse si incastrate in centura perimetrala executata sub cota ±0.00, pentru a se putea conta si pe aportul armaturilor in preluarea fortei taietoare de baza din seism. Armatura din diafragme se va ancora la partea superioara si inferioara in grinzile centura perimetrale din beton armat. Pe inaltimea peretelui, plasele de armatura din placari se sustin prin agrafe OB Ø8mm/50cm ancorate in rosturile zidariei. Inainte de executarea acestei placari, peretele respectiv se decoperteaza prin indepartarea tencuielii, se curata prin frecare cu peria de sarma si se adancesc rosturile zidariei pe cca. (1,5...2,0)cm cu scoabe bine ascutite si se spala cu jetul de apa. d)Turnarea unui planseu nou de beton armat Pentru a realiza o saiba orizontala care sa antreneze peretii cladirii la preluarea incarcarilor laterale din vant/seism, se va executa un planseu nou de beton armat monolit de 8cm grosime turnat peste planseul de lemn existent si folosindu-l drept cofraj (pierdut). lanseul nou turnat si armat corespunzator va sprijini prin intermediul unor ploturi orizontale tot de beton armat pe o centura perimetrala creata in camasuiala peretelui. e)Injectarea zidurilor fisurate cu rasini epoxidice. f)Indepartarea in totalitate a portiunii de zidarie degradate si rezidirea acesteia cu teserea caramizilor noi cu cele existente. g)Refacerea partiala a sarpantei acoperisului prin inlocuirea elementelor de lemn deteriorate. h)Refacerea in totalitate a trotuarului perimetral prevazut cu canivouri. i)Lucrarile de reparatii la acoperis: refacerea hidroizolatiei, burlanelor, scurgerilor.

nets, embedded in the perimetral belt executed under ±0.00 level, in order to be able to count on the reinforcement in shear force load capacity. The shear walls reinforcement will be anchored on top and bottom ends in the reinforced concrete perimetral belt. On the height of the building the nets will be sustained with Φ8mm/50 cm – OB37 fasteners anchored in the masonry joints. Before executing the plating the plaster will be removed, the wall, will be cleaned with the wire brush and the masonry joints will be (1,5 … 2) cm deepened and washed with water jet.

d) Casting a new reinforced concrete slab In order to realize a horizontal shear slab which will determine the shear walls in taking the lateral seismic/wind loads, a new 8 cm thick reinforced concrete slab will be executed. poured on top of the existing wooden slab thus using it as (lost) an encasement. The new poured slab will be sustained by a horizontal plot and perimetral beams executed in the wall plating. e) Injecting cracked walls with epoxy resins. f) Total elimination of the damaged masonry zone and rebuilding it, by weaving the new bricks with the existing ones. g) The partial restoration of the roof by replacing the damaged wooden elements. h) Total reconstruction of the perimetral pavement which will be provided with gutters for collecting and draining the rain water. i) The restoration works of the roof: restoring the waterproofing isolation, water pipes and drainages.

Fig. 9 – Zidaria exterioara degradata la turnul clopotnita Exterior masonry degraded in the steeple tower

Page 28: Doctoral Nr1 2010

28 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Fig. 10 – Consolidare intrare turn clopotnita

Consolidation of the steeple tower entry

Fig. 11 – Zidarie degradata baza turn

clopotnita.Detaliu Degraded masonry at the steeple tower bas. Detail

Fig. 12 – Fatada laterala degradata turn clopotnita

Degraded lateral facade of the steeple tower

Fig. 13 – Fatada laterala degradata turn clopotnita.

Detaliu Degraded lateral facade of the steeple tower. Detail

5. Concluzie In urma efectuarii Expertizei tehnice si a proiectului la faza Detalii de executie, s-a trecut in prezent la efectuarea lucrarilor de consolidare care vor asigura constructiei gradul de rezistenta si stabilitate prevazut de normele tehnice actuale de calcul.

5. Conclusion As a result of the technical expertise and project details execution phase, the consolidation works have begun for ensuring the building resistance and stability according to the present calculation norms.

Page 29: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 29

SISTEMATIZĂRI PENTRU OPTIMIZAREA PROCESĂRII MATERIALELOR TITANIENE

DE UZ AEROSPAŢIAL (I)

SYSTEMATIZATION FOR OPTIMIZING TITAN

MATERIALS USED FOR AEROSPACE USE (I)

Indira Andreescu, prof.univ.dr.ing. Facultatea de Utilaj Tehnologic, Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti, Professor Dr., Faculty of Machine Tools, Technical University of Civil Engineering Bucharest e-mail: [email protected]

Abstract: Synthesis cards enumerating the titan alloys recommended to be used in aerospace industry principal mechanical characteristics are submitted. Keywords: alloy, annealing, hardening, ageing, forging.

FIŞA ALIAJULUI TI-6AL-4V (THE TI-6AL-4V ALLOY CARD)

Aliajul Ti-6Al-4V posedă bune proprietăţi mecanice, materialul recopt având o rezistenţă tipică la întindere de 1000-1100 MPa la temperatura camerei şi o rezistenţă la fluaj, la peste 300OC, de circa 570 MPa, cu o deformare plastică de 0-1% în timp de 100 de ore. Tratatarea temică a pieselor din acest aliaj conduce, garantat, la o rezistenţă la întindere de minim 1100 Mpa. Rezistenţa la oboseală şi la propagarea fisurilor este, de asemenea, remarcabilă. La fel la majoritatea aliajelor de titan, Ti-6Al-4V are o apreciabilă rezistenţă la coroziune, atât în mediul natural, cât şi în medii procesuale industriale. Densitatea sa, de 4.0-4,2 g/cm3, este mai mică chiar decât a titanului pur. Aliajul poate fi uşor format sau forjat şi are o bună pasivitate la operaţiile de sudură.

The Ti-6Al-4V alloy has good mechanical properties, the annealed material having a 1000-1100 Mpa typical stretching strength at the chamber temperature and about 570 Mpa at over 3000C creep strength with a 0-1% plastic deformation over 100 hours. The thermal treatment of alloy specimens is guaranteed to lead to a min. 1100 MPa stretching strength. The fatigue and crack propagation strength is also remarkable. As most titan alloys, Ti-6Al-4V has remarkable corrosion strength, both in a natural environment and in industrial processing areas. Its 4.0 – 4.2 g/cm3 density is lower even in comparison with pure titan. The alloy can be easily formed or forged and has a good passivity in the welding operations.

1. Compoziţia chimică (sursa [1]) (The chemical composition (source [1])

Elemente de aliere Alloy elements (wt%)

Impurităţi Impurities (%)

Al V Fe H2 5,5-6,75 3,5-4,5 0,30 max 0,0125 max

Aliajul Ti-6Al-4V recopt este disponibil sub formă de table, tije cu solicitări termice ridicate, bare şi lingouri pentru diferite destinaţii, tije şi bare pentru piese prelucrate prin aşchiere. Aliajul Ti-6Al-4V se recomandă a fi utilizat în

The annealed Ti-6Al-4V alloy is available in plates, rods with high thermal actions, bars and ingots for different purposes, rods and bars for splinting processed parts. The Ti-6Al-4V alloy is recommended for use

Page 30: Doctoral Nr1 2010

30 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

aplicaţii care necesită o ductilitate specială, tenacitate la fracturi, precum şi rezistenţă la propagarea fisurilor în medii apoase. 2. Temperatura de forjare Se recomandă ca temperatura maximă în timpul preîncălzirii şi forjării si nu depăşească 975OC (mai sigur este să se recurgă la o temperatură de preîncălzire de 950OC). 3. Tratamentul termic Multe din aplicaţiile aliajului Ti-6Al-4V cer ca acesta să fie în stare recoaptă. Se efectuează tratamentul de încălzire la 700OC, urmat de o răcire în aer până la temperatura camerei. Pentru tablă este suficientă meţinerea timp de 20 minute la temperatura stabilită, iar pentru tije sau piese forjate, durata recomandată este de o oră. Recoacerea la 700OC dă cea mai bună combinaţie de plastifiere cu o slabă oxidare, pe când la temperatura de 850-900OC se va produce o ductilitate maximă şi proof-stress/tensile-strength gap, dar cu creşterea oxidării. In scopul obţinerii unor structuri şi proprietăţi optime ale aliajului pentru discuri, tratamentul termic recomandat comportă încălzirea la 960OC, stingerea cu apă şi recoacerea la 700OC. Cercetări experimentale pentru evidenţierea efectelor solicitării la întindere la temperaturi ridicate au arătat că mărirea scontată a rezistenţei nu trebuie să depăşească 540OC. 4.Proprietăţi mecanice Proprietăţile aliajului Ti-6Al-4V variază uşor cu temperatura în gama cuprinsă între minus 196OC şi plus 750OC. Totuşi, aliajul nu-şi modifică esenţial proprietăţile până la încălziri limită de 500OC; pentru un timp mai îndelungat de solicitare termică gama de temperaturi utilă este limitată şi mai strâns, şi anume până la 300OC, aşa cum rezultă din examinarea curbelor de rupere sub eforturi şi a celor de fluaj. Teste privind fluajul în cazul materialului tratat la temperaturi ridicate au relevat stabilitatea metalurgică şi cea de suprafaţă în condiţiile unei expuneri timp de 500 ore la 450OC. Aliajul Ti-6Al-4V are o bună tenacitate la rupere, aşa cum se arată în tabelul următor, cu date obţinute pentru bare având diametrul de 75 mm:

in applications which require a special ductility, tenacity against fractures, and strength at cracks propagation in watery environments. 2. Forging temperature The maximum temperature during preheating and forging is recommended not to excel 9750C (it is safer to resort to a 9500C preheating temperature). 3. Thermal treatment Many of the Ti-6Al-4V alloy uses require it to be in an annealed state. The heating treatment is performed at 7000C, followed by air cooling up to the chamber temperature. Twenty minutes maintenance at the established temperature is enough for the plate, while an hour is recommended for rods or forged elements. The 7000C annealing gives the best plastifying when combined with weak oxidation, while at 850-9000C temperature a maximum ductility and a proof stress/tensile–strength gap take place, but with oxidation increasing. In order to obtain optimum properties and structures of alloys for disks, the recommended thermal treatment requires 9600C heating, water extinguishing and 7000C annealing. Experimental researches for emphasizing high temperature stretching action effects showed that the expected strength increase should not exceed 5400C. 4. Mechanical properties The Ti-6Al-4V alloy properties lightly change with temperature between minus 1960C and plus 7500C. However, the alloy does not essentially modify its properties when heated up to the 5000C limit; for longer thermal action the useful temperature scale is diminished even more, namely up to 3000C as it results from examining the failure under stress and the creep curves. Tests concerning the creep for the material treated at high temperatures pointed out the metallurgical and surface stability for 500 hours at 4500C exposure conditions. The Ti-6Al-4V alloy has a good failure tenacity, as it is shown in the next table, the data being relevant for 75 mm diameter bars:

Page 31: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 31

5.Proprietăţi de sudură Sudură cu fascicul de electroni Aliajul Ti-6Al-4V este un material excelent pentru tehnica de sudură prin fascicul de electroni, tehnică adoptată pentru componente critice din structura avioanelor Tornado sau a motoarelelor unor aeronave. Sudare cap la cap prin topire – Aliajul Ti-6Al-4V se pretează bine la sudura cap la cap prin topire, proces aplicat pe scară largă în cazul pieselor inelare ale motoarelor.

5. Welding properties Electron fascicle welding The Ti-6Al-4V alloy is an excellent material for the electron fascicle welding technique, which is adopted for the critical components of Tornado airplane structures or for some airplane engines. Flash butt welding FBW The Ti-6Al-4V alloy is well suited for the flash butt welding, a widely used process for annular engine parts.

Fişa aliajului Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo The Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo alloy card

1. Compoziţia chimică. Chemical composition

Elemente de aliere

Alloing elements (%) Impurităţi

Impurities (%) Al Sn Zr Mo C H2 O2 Fe

5,5-6,5 1,8-2,2 3,6-4,4 1,8-2,2 ≤ 0,05 ≤ 0,0125 ≤ 0,12 ≤ 0,25

2. Proprietăţi fizice (Physical properties)

Densitatea

Density (g/cm3)

Coeficientul de dilatare termic

Dilated thermal coefficient (10-6/ oc)

515 ÷ 540 oc

Modulul de elasticitate Elasticity modulus

La 20oc (n/mm2)

Temperatura de topire

Melting temperature (oc)

4,54 8,1 110.000 1650

Recoacere

(Annealing)

0,2% Stress pur

(pure stress) MPa

Solicitare la întindere

(Stretching action) MPa

Alungirea (Elongation)

la 50 mm %

Reducerea secţiunii (Section

reduction) %

Tenacitatea la rupere (Failure tenacity) MPavm

2 h/700OC

890

980

17

39

84

1h/900OC C.WQ+8h/500OC

970

1080

16

42

69

1h/960OC C.WQ+8h/700OC

950

1030

14

37

57

Page 32: Doctoral Nr1 2010

32 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

3. Temperatura la forjare - Temperatura de preîncălzire la forjare : 1000 - 1100OC - Temperatura de lucru pentru forjarea finală : 900 - 950OC 4. Tratamentul termic Tratamentul termic recomandat: - punere în soluţie la 900 - 950OC / 1 oră; - răcire în aer; şi - îmbătrânire la 590OC ± 5OC / 8 ore, urmată

de răcire în aer. Menţiuni: - pentru tablă se recomandă recoaceri duble

şi triple; - călirea la 950OC este favorabilă obţinerii

proprietăţilor stabilite la cald, pe când - temperatura de 900OC asigură creşterea

rezistenţei mecanice la temperatura camerei; - diametrul barelor şi pieselor forjate: ≈ 400 mm.

3. Forging temperature - The forging preheating temperature: 1000 – 11000C - The final working temperature for forging: 900 – 9500C 4. Thermal treatment Recommended thermal treatment: - setting in solution at 9000 – 9500C/ 1 hour - air cooling and - ageing at 5900C ± 50C/8 hours, followed by

air cooling Specification: - triple and double annealing procedures are

recommended for plates; - the hardening at 9500C is favourable for

ensuring heat-driven properties, while the 9000C temperature ensures an increased mechanical strength at room temperature;

- the forget parts and bars diameter : ~ 400 mm.

5. Proprietăţi mecanice la temperatura camerei (Mechanical properties at room temperature)

După tratamentul termic, garantate După călire şi revenire

Guaranteed, after thermal treatment After hardening and recovering Rtr

(N/mm2) RP0,2

(N/mm2) A

(%) Z

(reducerea în secţiune, %) Rtr

(N/mm2)RP0,2

(N/mm2) A

(%) 890-930 820-860 8 15 1020 920 18

6. Forma produselor de livrat Bare şi piese forjate, plăci, table, benzi. 7. Recomandări de utilizare Aliajul, fiind sudabil şi având proprietăţi mecanice bune la temperaturi ridicate (450OC -500OC), precum şi o foarte bună stabilitate structurală în domeniul temperaturilor de lucru, se recomandă a fi utilizat la confecţionarea de palete şi discuri de compresor.

6. Shape of the delivered products Forged bars and parts, plates, sheets, straps 7. Utility recommendations Being weldable and having good mechanical properties at high temperatures (4500- 5000C) and also a very good structural stability in the working temperatures range, the alloy is recommended to be used for blades and supercharger disks.

Fişa aliajului Ti-6Al-5V-5Mo-1Cr-1Fe

The Ti-6Al-5V-5Mo-1Cr-1Fe alloy card 1. Compoziţia chimică (Chemical composition)

Elemente de aliere (%)

Alloy elements

Impurităţi (%) Impurities

Al Mo V Cr Fe O2 S2 C 4-5,7 4,5-5 4-5,5 1-2 0,5-1,5 0,13 0,06 0,13

Page 33: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 33

2. Proprietăţi mecanice (Physical properties)

Rtr

(N/mm2) RP0,2

(N/mm2) A

(%) Z (%)

HV

1040-1080 940-1000 5,3-8,8 10,5-16,9 350-362

3. Tratament termic - recoacere la 750OC / 1 oră, răcire în

cuptor până la 350OC, apoi răcire în aer; - punere în soluţie la 820 - 840OC; - îmbătrânire : 570 - 590OC 4. Recomandări de utilizare Aliaje cu rezistenţă mecanică ridicată, în stare recoaptă şi călită, sunt recomandabile la fabricarea de piese mari, oricât de complicate configural.

3. Thermal treatment - annealing at 7500C/1 hour, oven cooling

till 3500C, then air cooling - setting in solution at 820 – 8400C - ageing: 570 – 5900C 4. Recommendations for use Alloys with high mechanical strength, in the hardened and annealed state, are recommended for big parts manufacturing, no matter how elaborated their configuration is.

BIBLIOGRAFIE

REFERENCES

[1]. Properties and Applications of Titanium - 6% Aluminium - 4% Vanadium Alloy, Knowledge Article from

www.Key-to-Metals.com, 2003 [2]. M. Dobrescu, Studii şi cercetări experimentale privind transformările în stare solidă care au loc la tratamentul

termic al aliajelor pe bază de titan, Universitatea <Politehnica Bucureşti, teză de doctorat, 1994 [3]. D. Eccles et W.G. Heath, Structure en titane dans la pratique, The Aeronautical Journal, novembre, 1971 [4]. Eylon, D., Summary of available information on the processing of the Ti-6Al-4V HCF/LCF program plates.

University of Dayton Report, Dayton, OH, USA, 1998 [5]. P.J. Fopiano, M.B. Bever et B.L. Averbach, Transformation de phase et méca-nismes de renforcement de

l'alliage Ti6Al4V, Transactions of the ASM, vol. 59, 1966 [6]. H. Gray, L. Wagner, G. Lütjering, in: J.T. Barnby (Ed.), Fatigue Prevention and Design, Chamelion Press,

London UK, 1986. [7]. J.K. Gregory, Fatigue crack propagation in titanium alloys. In: Handbook of Fatigue Crack Propagation in

Metallic Structures (edited by A. Carpinteri). Elsevier Science, B, V., Amsterdam, The Netherlands, 1994 [8]. G. Hammersley, L.A. Hackel, F. Harris, Optics Lasers Eng. 34, 2000 [9]. D.A.J. Harben - L'effet du titane sur les projets d'équipements, The Aeronautical Journal, novembre, 1971 [10]. M.Y. He, J.W Hutchinson, Surface crack subject to mixed mode loading. Eng. Fract. Mech. 65, 2000. [11]. M.Y. He, H.C. Cao, A.G. Evans, Mixed-mode fracture: the four-point shear specimen. Acta Metall. Mater.

38, 1990. [12]. M.Y. He, J.W Hutchinson, Asymmetric four-point crack specimen. J. Appl. Mech. Trans. ASME 67, 2000 [13]. D. Helm, in: R.R. Boyer, D. Eylon, G. Lütjering (Eds.), Fatigue Behavior of Titanium Alloys, The Minerals &

Materials Society, Warrendale, PA, 1999

Page 34: Doctoral Nr1 2010

34 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

ESTIMAREA TRANSPORTULUI DE

SEDIMENTE LONGITUDINAL COASTA STAŢIUNII MAMAIA,

ROMÂNIA

ESTIMATION OF THE LONGSHORE SSEDIMENT

TRANSPORT MAMAIA COAST, ROMANIA

Khoudir Mezouar, Doctorand, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest). Catedra de Geotehnică şi Fundaţii (Geotehcnical and Foundation Department), e-mail: [email protected]

Abstract. Understanding of the coastal sediment transport is an important component in the coastal zone management. Sediment flows shape the system of dunes, beaches and offshore banks that are crucial for coastal protection and beach amenity. Estimates of longshore sediment transport rates within the study area are required for an assessment of the overall sedimentation regime and can provide an insight into the potential long-term changes in the shoreline position and sediment budget. A number of empirical and semi-empirical sediment transport formulae have been developed for use in coastal applications. The aim of this paper is to compare four of these formulae: The Inman and Bagnold, the Kamphius, The Kraus et al, van Rijn and CERC formulae. The total LSTR along the surf zone was been calculated using Kamphius formula (that has given the best results) after introducing the coefficient of correlation. Keywords: Mamaia, longshore, sediment transport

1. INTRODUCERE Plajele naturale se modifică constant din punct de vedere al condiţiilor naturale (actiunea valurilor şi a vântului) si antropice (de exemplu, construirea digurilor sau a epiurilor). Modelarea şi prognoza modificărilor lor batimetrice necesită o cunoaştere adecvată a proceselor de transport sedimentar în apropierea ţărmurilor şi, în special, în zona de deferlare a valurilor. Procesele sunt controlate de mecanismele fizice ale mobilizării sedimentelor, care sunt influenţate de condiţiile principale hidrodinamice ale stratului limita de la fund, prin cuplarea mişcării sedimentelor şi a fluidului (fluxuri sedimentare) şi de variabilitatea lor în spaţiu şi timp. Componentele din lungul malului şi cele perpendiculare pe mal ale mişcării apei în cadrul procesului de spargere a valurilor ce se apropie oblic produc curenţi transversali pe mal şi de-a lungul ţărmului care influienteaza, de asemenea, sedimentele din acea zona. Există astfel două mecanisme ale transportului

1. INTRODUCTION

Natural beaches change constantly in response to natural conditions (i.e. wind and wave forcing) or human interference (e.g. breakwater, groin construction). Modelling and prediction of such bathymetric changes requires an accurate knowledge of sediment transport processes in the near shore and in particular within the surf zone. These processes are controlled by the physical mechanisms of sediment mobilisation, as it is influenced by the prevailing hydrodynamic and bottom boundary layer conditions, by the coupling of sediment and fluid motion (sediment fluxes) and their variability in space and time. The alongshore and cross-shore components of the water motion at the breaking process of obliquely approaching waves cause cross-shore and longshore currents which will also move sediments in the region. There are two mechanisms of beach drifting in

Page 35: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 35

aluviunilor in zona de deferlare in larg si pe plaje [2]. Un număr de formule empirice şi semi-empirice au fost elaborate în ceea ce priveşte transportul sedimentelor, pentru a fi utilizate în aplicaţiile privitoare la ingineria costiera. Obiectivul prezentului studiu este de a evalua capacitatea de prognozare a celor patru formule privind transportul sedimentelor, adaptate pentru calculul distribuţiei lor transversale pe mal, a ratei de transport longitudinal a sedimentelor RTSLT, pe baza datelor experimentale, de pe teren. Am selectat formulele cunoscute la nivel mondial pentru prevederea cu acurateţe a ratelor de transport a sedimentelor de-a lungul ţărmurilor.

2. PROCESELE DE TRANSPORT

Mişcarea valurilor pe un fund nisipos care este erodat poate genera o suspensie cu concentraţii mari în apropierea fundului, aşa cum se arată în măsurătorile de laborator şi în cele de pe teren. Curenţii medii cum ar fi cei de maree, vânt şi densitate transportă sedimentele în direcţia curentului principal, acest tip de transport este denumit, de obicei, transport legat de curent. Procesele de transport generate de valuri sunt legate de variaţia curenţilor medii generaţi în stratul de propagare al valurilor de frecvenţă redusă. Transportul către plaje datorat asimetriei valurilor este dominant în condiţiile existenţei valurilor nedeferlate în afara zonei din apropiere de linia ţărmului, în timp ce transportul spre larg este dominant în perioada existenţei valurilor deferlate. Principalele componente care contribuie la procesele de transport generate de valuri sunt: - Transportul net direcţionat spre mal

(aluviuni târâte si în suspensie) datorat asimetriei vitezelor orbitale din apropierea fundului , cu viteze relativ mari spre mal, la creastaă şi viteze relativ mici la talpa valurilor.

- Transportul in lungul ţărmului datorat generării curenţilor de-a lungul ţărmului format de valurile care se sparg.

- Transportul net direcţionat spre larg datorat generării curentului de întoarcere (contracurent) în straturile din apropierea fundului ce echilibrează fluxul masei de

the swash zone and transport in the breaking zone [2]. A number of empirical and semi-empirical sediments transport formulae have been developed for use in coastal applications. The objective of the present study is to evaluate the predictive capability of four well-known sediment transport formulas formulae, adapted to calculate cross-shore distribution of the longshore sediment transport rate (LSTR), based upon an experimental field data set. We selected formulas formulae that we have gained world-wide acceptance in confidently predicting longshore sediment transport rates.

2. TRANSPORT PPROCESSES

Wave motion over an erodible sand bed can generate a suspension with large near-bed concentrations, as shown by laboratory and field measurements. Mean currents such as tide- wind- and density-driven currents carry the sediments in the direction of the main flow; this type of transport usually is termed the current-related transport. Wave-induced transport processes are related to the oscillating and mean currents generated in the wave boundary layer by high-frequency waves. Net onshore transport due to wave asymmetry generally is dominant in non-breaking wave conditions outside the surf zone, whereas net offshore transport generally is dominant during conditions with breaking waves. The major transport components contributing to the wave-induced transport processes are: - Net onshore-directed transport (bed load

and intermittent suspended load) due to asymmetry of the near-bed orbital velocities with relatively large onshore peak velocities under the wave crests and relatively small offshore peak velocities under the wave troughs.

- Longshore-directed transport due to the generation of longshore wave-driven currents due to breaking waves.

- Net offshore-directed transport due to the generation of a net return current (undertow) in the near-bed layers balancing the onshore mass flux between the crest

Page 36: Doctoral Nr1 2010

36 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

apa dintre creasta şi talpa valurilor care se sparg.

- Transportul net direcţionat spre mal datorat generării curentului slab relativ stabil [7] în stratul de propagare a valurilor.

- Transportul net direcţionat spre larg datorat propagării valurilor lungi asociate cu variaţii ale fluxurilor de impuls ale grupurilor de valuri neregulate (vitezele de varf şi concentraţiile de nisip sunt defazate).

- Componente ale transportului induse de gravitaţie, legate de panta fundului marin.

3. STUDIEREA FORMULELOR TRANSPORTULUI DE SEDIMENTE

Am ales să studiem patru formule care sunt interesante datorită abordărilor lor diferite cu privire la subiectul discutat: - Formula CERC (Centrul de Cercetări în Domeniul Ingineriei Costiere) pentru prevederea ratei totale de transport de-a lungul ţărmului (Shore Protection Manual ,1984):

bbTHgKAQ απ

ρ 2sin64

22

= (1)

unde: Q = volumul ratei de transport de-a lungul ţărmului exprimat în m3 / an, K = constantă fără adimensională relativ la transportul nisipului si fluxul de energie de-a lungul ţărmului şi care a fost considerată 0,39, A= 1/[(ρs-ρ)g(1-p)], ρs = densitatea masei sedimentelor (2650 kg / m3), ρ = densitatea masei apei marine (1025 kg / m3), g = acceleraţia gravitaţională (9,81 m / s2), p = porozitatea sedimentelor (0,4), T = perioada valurilor exprimată în s, Hb = înălţimea valurilor care se sparg exprimată în m, şi αb = unghiul de spargere a valurilor faţă de linia coastei marine. - Formula Kamphuis: [1], [4] a stabilit o relaţie pentru estimarea ratelor de transport a sedimentelor de-a lungul ţărmului bazată în principal pe modele fizice. Formula [3] care şi-a găsit aplicarea cu privire la datele de teren şi la cele de laborator este:

)2(sin27.2 6.025.0

5075.05.12

,, bbPbsmlst DmTHQ θ−= (2) unde: Qlst,m = rata de transport a masei scufundate pe unitate de timp, Tp = perioada

and trough of breaking waves. - Net onshore-directed transport due to the

generation of a quasi-steady weak current [7] in the wave boundary layer.

- Net offshore-directed transport due to the generation of bound long waves associated with variations of the radiation stresses under irregular wave groups (peak velocities and sand concentrations are out of phase).

- Gravity-induced transport components related to bed slopes.

3. STUDY OF THE SEDIMENT TRANSPORT FFORMULAE STUDIED

We chose to study four formulasformulae which are interesting because of their different approaches to the problem: - The CERC formula (Coastal Engineering Research Center for predicting the total rate of longshore transport) (Shore Protection Manual,1984):

bbTHgKAQ απ

ρ 2sin64

22

= (1)

where: Q = volume of longshore transport rate in m3/year; K = dimensionless constant relating sand transport to longshore energy flux and was taken as 0.39; A= 1/[(ρs-ρ)g(1-p)], ρs = mass density of the sediment (2650 kg/m3), ρ =mass density of seawater (1025 kg/m3), g = acceleration due to gravity (9.81m/s2), p = porosity of sediment (0.4), T = wave period in s, Hb = breaking wave height in m, and αb = breaker angle with respect to coastline. - The Kamphuis formula: [1], [4] developed a relationship for estimating longshore sediment transport rates based primarily on physical model experiments. The fFormula [3] which [3] to be is applicable to both field and laboratory data is:

)2(sin27.2 6.025.0

5075.05.12

,, bbPbsmlst DmTHQ θ−= (2) in which Qlst,m is the transport rate of immersed mass per unit time, Tp is peak wave period,

Page 37: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 37

valurilor mari, mb = denivelarea plajei din apropierea punctului de spargere, adică panta corespunzătoare la una sau două lungimi de val înspre mare faţă de linia de spargere, iar D50 = dimensiunea medie a granulelor. Greutatea corespunde ratei volumetrice, adică Qlst,m = (ρs−ρ)(1−a) Qlst,. Formula Kamphuis este atrăgătoare deoarece aceasta include perioada valurilor şi panta plajei care influenţează spargerea valurilor, ca şi dimensiunea granulelor care ar putea fi un factor important pentru mobilizarea şi transportarea sedimentelor. - Formula Van Rijn: [10] Formula este exprimată în acelaşi mod ca formula Bijker, deoarece suma transportului masei aluvionare (luând în considerare influenţa valurilor) şi fluxul masei în suspensie sunt integrate în funcţie de adâncime. Direcţia fluxurilor sedimentare este, de asemenea, cea a curentului. Transportul masei aluvionare poate fi prezentat după cum urmează:

5..15.0

3.0*25.0 ⎟⎟

⎞⎜⎜⎝

⎛ −⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= −

cr

crcwcfsb dDq

τττ

ρτ

(3)

unde: D*=((s-1)gd50 / v2)1/3: diametrul fără dimensiuni al sedimentului, τcf = μcαcwτc: încărcătura totală de forfecare datorată doar curentului (luând în considerare influenţa formelor), τcr: tensiunea de forfecare critică pentru transportul sedimentelor, μc = fc/fct: factorul de formă, iar αcw: coeficientul datorat prezenţei valurilor (care pot afecta forţa de forfecare medie). Transportul masei în suspensie este calculat prin rezolvarea ecuaţiei concentraţiei în funcţie de adâncime:

( )

scw

scWcdzdc

ε

51−−= (4)

unde c(z): concentraţia volumului mediu (estimat în timp) la înălţimea z, (1 -c)5 corespunde descreşterii vitezei de depunere datorată concentraţiilor mari, iar εscw: coeficientul de amestecare în cazul unei interacţiuni val-curent. Apoi, se integreaza fluxurilor de sedimente în funcţie de adâncime:

( ) ( )dzzczuqh

ass ∫= (5)

unde h: adâncimea apei; α = max(ksct, kswt): nivel de referinţă; ksct, kswt: valorile agitaţiei totale datorate curentului şi valurilor; iar ( )zu :

mb is the beach slope near the breaking, i.e., the slope over one or two wavelengths seaward of the breaker line, and D50 is the median grain size. The immersed weight is related to the volumetric rate as Qlst,m = (ρs−ρ)(1−a) Qlst,. The Kamphuis formula is appealing since it includes the wave period and beach slope, which both influences wave breaking, and the grain size, which should be an important factor for the mobilization and transport of sediment. - The Van Rijn formula: [10] the formula is expressed in the same way as the Bijker formula, as the sum of bed load transport (taking into account the influence of waves) and the suspended load flux integrated over depth. The direction of sediment fluxes is also that of the current. Bed load transport can be written as follows:

5..15.03.0

*25.0 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= −

cr

crcwcfsb dDq

τττ

ρτ

(3)

where D*=((s-1)gd50 / v2)1/3: dimensionless sediment diameter, τcf = μcαcwτc: total shear stress due to current only (taking into account the influence of bed forms), τcr: critical shear stress for sediment transport, μc = fc/fct: shape factor, and αcw: coefficient due to the presence of waves (which can affect the mean shear stress). Suspended load transport is computed by solving the equation of concentration over depth:

( )scw

scWcdzdc

ε

51−−= (4)

where c(z): mean volume concentration (time averaged) at height z, (1 -c)5 corresponds to the decrease of the settling velocity due to high concentrations, and εscw: mixing coefficient in case of a wave–current interaction. Then, integrating sediment fluxes over depth:

( ) ( )dzzczuqh

ass ∫= (5)

where h: water depth; α = max (ksct, kswt): reference level; ksct, kswt: total roughness values due to current and waves; and ( )zu : mean

Page 38: Doctoral Nr1 2010

38 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

viteza medie (estimată în timp) la înălţimea z. εscw, ca şi ( )zu sunt calculate pe baza ecuaţiilor date de [9], [10]. Curentul estimat în funcţie de adâncime a fost calculat în ecuaţia (5) şi acest a fost utilizat alături de dimensiunea d50 şi d90 calculată a sedimentelor colectate cu ajutorul unor captatoare de intrare.

( )⎪⎩

⎪⎨

<<

<<⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=

hzhforu

hzforuh

zzu

5.0:;07.1

5.00:;32.0

7/1

(6)

- Formula Inman and Bagnold, 1963: prezintă avantajul luării în considerare a curentului din zona de spargere, idee care poate fi interesantă pentru includerea influenţelor vântului sau mareelor.

( ) mbg UVECKQ /..= (7)

unde Eb este energia valurilor care se sparg, Cgb este viteza grupului de valuri la momentul spargerii, V este viteza curentului de-a lungul ţărmului (în practică, măsurată la mijlocului zonei valurilor), coeficientul K este o constantă fără dimensiuni, iar Um =0.5γ.Cb (m/s) este viteza orbitală maximă de fund a valurilor din zona de spargere. După simplificare, această formulă poate fi scrisă astfel [3], [8], [12]:

VHKQ b .. 2= (8) unde:

⎪⎩

⎪⎨

⎧=

1999)(Miller 044.01995) (USACE 031.0

1982) al.et (Kraus 024.0K

- Formula Kraus şi al., 1982: aceasta

utilizează viteza medie a curentului şi înălţimea valului care se sparge.

VHKQ b ..tan.

2

βγ= (9)

unde: V este viteza curentului de-a lungul ţărmului (în practică, măsurată la mijlocului zonei de spargere a valurilor), K = 0,00038.

velocity (time averaged) at height z. εscw, ca and ( )zu are computed following the equations given by [9], [10]. The depth averaged current was calculated from the following Eq. (5) and used as input along with the calculated d50 and d90 size of the sediments collected at traps.

( )⎪⎩

⎪⎨

<<

<<⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=

hzhforu

hzforuh

zzu

5.0:;07.1

5.00:;32.0

7/1

(6)

- The Inman and Bagnold formulae 1963: presents the advantage of considering the current in the breaking zone, idea that can be interesting to for includinge the wind or tide influences.

( ) mbg UVECKQ /..= (7)

where Eb is the breaking wave energy, Cgb is the wave group velocity at breaking, V is the longshore current velocity (in practice measured at the mid-surf-zone location), the coefficient K is a dimensionless constant, and Um =0.5γ.Cb (m/s) :is the maximum horizontal bottom orbital velocity of the waves at the breaker zone. After simplification this formulae can be written [3], [8], [12]:

VHKQ b .. 2= (8) where :

⎪⎩

⎪⎨

⎧=

1999)(Miller 044.01995) (USACE 031.0

1982) al.et (Kraus 024.0K

- The Kraus et al formulae 1982: it uses

the medium velocity of the current and the breaking wave high.

VHKQ b ..tan.

2

βγ= (9)

where V is the longshore current velocity (in practice measured at the mid-surf-zone location), K=0.00038.

Page 39: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 39

4. ZONA STUDIATĂ

Zona plajei studiată (Mamaia Nord - Năvodari) este situată în extremitatea sud-estică a României, în apropierea oraşului Constanţa, pe o fâşie de nisip îngustă, 250 – 350 m lăţime, între Marea Neagră şi Lacul Siutghiol. Mamaia este cea mai mare staţiune turistică de pe litoralul României, întinzându-se pe 8 km de la nord la sud. Aceasta este formată din material nisipos ce-şi are originile în Dunăre. Plaja Mamaia este orientată spre Est şi fiind o plajă cu nisip natural caracterizată printr-un profil subacvatic uşor înclinat până la - 6 m. Plaja este alcătuită din sedimente aluvionare (aduse în Marea Neagră de Dunăre şi transportate pe plaje de acţiunea combinată a valurilor şi curentului ce curge de la nord la sud, de-a lungul coastei române) şi din sedimente de scoici biogenice. Nisipul este fin şi are o culoare gri deschis. Locaţia studiată este situată în partea de nord a plajei Mamaia, în apropierea portului Midia, între coordonatele geografice 44°20‘N - 28°38‘15”E şi 44°15‘N - 28°37‘30”E. Lungimea liniei ţărmului acestei regiuni este de aproape 3 km. Aliniamentul general al liniei ţărmului este de la nord la sud (a se vedea fig. a)

4. STUDY AREA

The studied area (Mamaia North- Navodari) beach is situated in the south eastern extremity of Romania, near Constanta city, on a narrow sand bar, 250 – 350 m wide, between the Black Sea and Siutghiol Lake. Mamaia is the largest touristic seaside resort of Romania, stretching 8 kKm from north to south. It is formed by sandy material that originates from the Danube. Mamaia beach is facing east and is a natural low sandy beach characterised by gentle sloping underwater profile down to - 6 m. The beach consists of alluvial sediments (brought into the Black Sea by the Danube and transported to the beaches by combined wave action and the north to south flowing current along the Romanian coast) and biogenic shells sediments. The sand is fine and has a grey light colour. The site under study is located on the Northern of Mamia beach to Media harbour between the geographical coordinates 44°20‘N - 28°38‘15”E and 44°15‘N - 28°37‘30”E. The Sshoreline length of the region is nearly 3 km. The Ggeneral alignment of the shoreline is north to south (see fig. a).

Fig. 1 - Zona studiată (Mamaia North- Năvodari), România Studied area (Mamaia North- Navodari), Romania

Page 40: Doctoral Nr1 2010

40 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

4.1. Caracteristici hidrodinamice şi referitoare la sedimente

Linia coastei zonei studiate este alcătuită din plaje nisipoase cu dimensiuni ale sedimentelor înscrise în gama de la 100 la 2000 μm, cu o dimensiune predominantă a granulelor de la 150 la 300 μm. Elementul cel mai important pentru morfologia coastei este climatul valurilor foarte variabil din apropierea ţărmului. Viteza maximă a vântului este de aproximativ 40 m / s. Înălţimea maximă a valurilor în timpul acestor furtuni este de aproximativ 9.5 m şi aproximativ 8 m spre ţărm. Orientarea nord-sud a litoralului românesc şi contururile batimetrice determină asimetria propagării valurilor. Vânturile din vest au un fetch limitat, iar crestele valurilor au în final direcţia paralela cu linia ţărmului din cauza refracţiei în apa de mică adâncime din apropierea malului. Cele mai mari valori ale parametrilor medii ale valurilor sunt înregistrate pentru valurile din direcţie estică perpendiculară pe ţărm: lungimea (Lm) este de aproximativ 34 m, înălţimea (Hm) de aproximativ 1,2 m, iar perioada (Tm) de aproximativ 5 sec. Direcţia predominantă a valurilor este de la NNE la E, ceea ce reprezintă 50% din direcţia uturor valurilor. Valurile de la S şi SSW sunt prezente de asemenea, cu o rată de 15% deoarece din cauza ca zona de larg este deschisă către sud-vest cu un anumit fetch, dar acestea au înălţimi mici si perioda scurta.

5. REZULTATE ŞI DISCUŢII

5.1. RTSLT măsurat

RTSLT măsurat din zona de deferlare a valurilor a variat de la: 30*10-6 la 390*10-6 m3 / s, cu o valoare medie de 204*10-6 m3 / s. Distribuţia măsurată este prezentată în Figura 2. Aceasta arată că RTST era mare în direcţia 60°.

5.2. RTSLT calculat

Măsurătorile valurilor transformate în zona de spargere au fost introduse în formula CERC

4.1 Hydrodynamic and Sediment Characteristics

The coastline of the studied area consists of sandy beaches with sediment sizes in the range of 100 to 2000 μm with a predominant grain size from 150 to 300 μm. The Most important element for the coastal morphology is the highly variable wave climate near the coast. The maximum wind speed is about 40 m/s. The Maximum wave height during these storms is about 9.5 m and about 8 m near the shore. The North-South orientation of the Romanian shore, the bathymetric contours determine the asymmetry of wave propagation. Winds from the West have a confined fetch and the wave crests run parallel to the shoreline because of the refraction in the shallow water in the proximity of nears the shore. The highest values of the average wave parameters are recorded for waves from the East direction perpendicular to the shore: the length (Lm) is about 34 m, the height (Hm) about 1.2 m and the period (Tm) about 5 sec. The predominant wave direction is from NNE to E, which occupies 50% of the whole waves. Waves from S and SSW are also present with the rate of 15% because the offshore hind cast location is open to the southwest with a certain fetch, but they are small in height and short in period.

5. RESULTS AND DDISCUSSIONS

5.1. Measured LSTR

The measured LSTR in the surf zone varied from: 30*10-6 to 390*10-6 m3/s, with an average value of 204*10-6 m3/s. The measured distribution is shown in Fig 2; it shows that the LSTR was high in the direction 60°.

5.2. Calculated LSTR

The wave measurements transformed to the breaker zone were input to the CERC (Eq.

Page 41: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 41

(ecuaţia (1)), iar valorile calculate sunt prezentate în (Fig. 2). Debitul sedimentelor de-a lungul ţărmului a variat de la: -406*10-6 m3 / s la 906*10-6 m3 / s cu o valoare maximă în direcţia 60°. RTSLT a fost calculat prin utilizarea ecuaţiilor Kamphius, Inman, Kraus and Van Rijn şi acesta este prezentat în Figura 2. RTSLT a variat de la: -166 m3 / s la 423*10-6 m3 / s (prin folosirea ecuaţiei Kamphius), -118*10-6 la 406*10-6 m3 / s (prin folosirea ecuaţiei Inman), --231*10-6 la 601*10-6 m3 /s (prin folosirea ecuaţiei Kraus) şi de la -79*10-6 la 685*10-6 m3 / s (prin folosirea ecuaţiei Van Rijn).

5.3. Compararea RTSLT măsurat şi calculat

Ca măsură a dispersiei, eroarea RMS (σrms) a fost calculată în conformitate cu:

( ) ( )[ ] ( )2/1

1

2 1/loglog ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−= ∑ nQQ

n

mcrmsσ (10)

unde n este numărul punctelor de date, Qc (Qm): este valoarea calculată (şi respectiv, măsurată).

(1)), and the calculated values are presented in (Fig. 2). The longshore sediment varied from: -406*10-6 m3/s to 906*10-6 m3/s with a maximum value in the direction 60°. The LSTR was also calculated using Kamphius, Inman, Kraus and Van Rijn equations, and presented in (Fig. 2). The LSTR varied from: -166 m3/s to 423*10-6 m3/s (with Kamphius), -118*10-6 to 406*10-6 m3/s (with Inman), -231*10-6 to 601*10-6 m3/s (with Kraus) and from -79*10-6 to 685*10-6 m3/s (with Van Rijn).

5.3. Comparison of Measured and Calculated LSTR

As a measure of scatter, the RMS error (σrms) was calculated according to:

( ) ( )[ ] ( )2/1

1

2 1/loglog ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−= ∑ nQQ

n

mcrmsσ (10)

where n is the number of data points, Qc (Qm): are respectively the calculated (measured) values.

-0,000600-0,000400

-0,0002000,0000000,000200

0,0004000,000600

0,0008000,001000

80° 60° 40° 0° 340° 320° 300°

Direction

Q (m

^3/s

)

Kampuis CERC InmanVan Rijn Experimental Data Kraus

Fig. 2 - Variaţia RTSLT (măsurat şi calculat) în funcţie de direcţia valurilor dominante Variation of LSTR (measured and calculated) with dominant wave direction

Page 42: Doctoral Nr1 2010

42 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Coeficientul de corelare (r) dintre RTSLT măsurat şi calculat a fost, de asemenea, calculat prin utilizarea formulei:

5.0

1 1

5.02222

1

]))([(

..).(

∑ ∑

−−

−= n n

mmcc

mcd

n

mc

QnQQnQ

QQnQQr (11)

Cele mai bune rezultate au fost obtinute pentru o valoare unitară a coeficientului de corelare (r). Eroarea RMS dintre RTSLT măsurat şi calculat pe baza formulei CERC a fost 0,52, iar coeficientul de corelare (r) calculat a fost 0,95. Eroarea RMS mai mică implică o dispersie mai mică. [1] a obtinut rezultate rezonabile prin utilizarea formulei CERC pentru dimensiunea particulelor în gama de la 0,2 la 0,6 mm. În cazul prezentat, dimensiunea medie a variat de la 0,10 la 0,20 mm, dar deviaţia dintre RTSLT măsurat şi cel prevăzut de CERC a fost acceptabilă. Pe baza măsuratorilor RTSLT total măsurat cu ajutorul captatoarelor pentru curenţi si bararea in lungul coastei pe termen scurt ă valurilor cu energie redusă [13] a constatat că ratele măsurate erau mai mici decât cele prevăzute în mai multe formule empirice. Prin utilizarea rădăcinii pătrate a înălţimii valurilor în formula CERC, coeficientul empiric K este de 0,08 în loc de 0,78, valoare recomandată în Manualul Protecţiei Ţărmurilor. Pentru o înălţime medie a valurilor de 0,4 m, [13] a dedus că valorile calculate prin utilizarea formulei CERC sunt de nouă ori mai mari decât valorile măsurate în captatoare. Deoarece înălţimea medie a valurilor din prezentul studiu era dublul valorii observate de [13], a fost adoptată o corelare mai adecvată între valorile măsurate şi calculate. Eroarea RMS dintre RSTLS măsurat şi calculat pe baza formulei Kamphius era 0,24, iar coeficientul de corelare (r) calculat era 0,98. Şi pentru formula Kraus, eroarea RMS era 0.33, iar coeficientul de corelare 0,97, şi prin utilizarea formulei Inman, eroarea RMS era 0,25, iar corelarea de aproximativ 0,97. Prin utilizarea formulei Van Rijn şi coeficientul de corelare (r) era 0,97 (Fig. c). Eroarea RMS dintre RTSLT măsurat şi

The correlation coefficient (r) between the measured and calculated LSTRs was also calculated with:

5.0

1 1

5.02222

1

]))([(

..).(

∑ ∑

−−

−= n n

mmcc

mcd

n

mc

QnQQnQ

QQnQQr (11)

For a perfect matching, the correlation coefficient value will be unitary. The RMS error between the measured and that calculated based on CERC formula was 0.52 and the calculated correlation coefficient (r) calculated was 0.95. The smaller RMS error implies smaller scatter. [1] found reasonable results with the CERC formula for particle size in the range of 0.2 to 0.6 mm. In the present case, the median size varied from 0.10 to 0.20 mm, but the deviation between the measured LSTR and that predicted by CERC was acceptable. Based on the measured total LSTR by the streamer traps and short term impoundment along the low-wave energy coasts, [13] found that the rates measured were lower than that predicted by the various empirical formulae. Using the root mean square wave height in the CERC formula, the empirical coefficient K was found to be 0.08 instead of 0.78 recommended in the Shore Protection Manual. For an average wave height of 0.4 m, [13] found that the values calculated using CERC formula is nine times greater than the trap-measured values. Because the average wave height in the present study was double the value observed by [13], a better correlation was found between the measured and calculated values. The RMS error between the measured and that calculated based on Kamphius formula was 0.24, and the correlation coefficient (r) calculated was 0.98. And for Kraus formula, the RMS error was 0.0.33 and the correlation coefficient was 0.97, and with Inman formula, the RMA error was 0.25 and the correlation was about 0.97. Using Van Rijn formula and the correlation coefficient (r) was 0.97 (Fig. c). The RMS error between the measured and calculated

Page 43: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 43

calculat era 0,53. Diferenţa se datorează faptului că, chiar dacă curenţii variază în funcţie de adâncime, mai ales pentru coastele marine cu valuri de energie mică [6], curenţii de-a lungul ţărmului sunt măsuraţi doar la suprafaţă şi aceştia sunt cei utilizaţi în calcule. (Fig. 3) prezintă ratele de transport prognozate fată de cele măsurate cu ajutorul formulelor amintite. Ecuaţia CERC are o tendinţă de a supra-estima ratele de transport măsurate şi aceasta a produs o eroare RMS mare şi cel mai mic coeficient de corelare. Formulele Kamphuis, Kraus şi Inman au condus la prognoze puţin mai adecvate decât celelalte două formule testate. RTSLT-urile totale calculate de-a lungul zonei de deferlare a valurilor prin utilizarea formulei Kamphius (care a condus la obţinerea celor mai bune rezultate) după introducerea coeficientului de corelare, au variat de la 40216,4 la -13727,0 m3 / an cu o rată de transport brută medie de 26489,4 m3 / an şi transportul a fost predominant spre sud, aşa cum se arată în (Fig. 4).

LSTR was 0.53. The difference was due to the fact that even though the currents vary with depth especially for the low-wave energy coasts [6], the longshore currents were measured only at the surface and used in calculations. (Fig. 3) shows the predicted versus the measured transport rates by in relation to the used formulations. The CERC equation has a tendency to over predict the measured transport rates, and it produced a large RMS error and the lowest coefficient of correlation. The Kamphuis formula, Kraus and Inman formula produced somewhat better predictions than the other two tested formulae tested. Total calculated LSTRs along the surf zone using Kamphius formula (that has given the best results) after introducing the coefficient of correlation, varied from 40216,4 to -13727,0 m3/year with an average gross transport rate of 26489,4 m3/year and the transport was predominantly towards the south (Fig. 4).

Fig. 3 - Variaţiile ratei de transport a sedimentelor măsurată şi calculată Variations of measured and calculated sediment transport rate.

-0,000300-0,000200-0,0001000,0000000,0001000,0002000,0003000,0004000,0005000,0006000,000700

-0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005

Kraus

-0,000200-0,0001000,0000000,0001000,0002000,0003000,0004000,0005000,0006000,0007000,000800

-0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005

van Rijn

-0,000200

-0,000100

0,000000

0,000100

0,000200

0,000300

0,000400

0,000500-0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005

Inman

-0,000400

-0,000200

0,000000

0,000200

0,000400

0,000600

0,000800

0,001000-0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005

CERC

-0,000200

-0,000100

0,000000

0,000100

0,000200

0,000300

0,000400

0,000500-0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005

Kamphius

Page 44: Doctoral Nr1 2010

44 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Fig. 4 - Direcţia şi magnitudinea RTSLT Direction and magnitude of the LSTR

6. Concluzie Transportul sedimentelor în regiunea ţărmului din Mamaia este determinat, în principal, de acţiunea valurilor şi a vânturilor. În general, valurile predominante sunt din directia NNE spre E şi din directia S spre SSW, iar vânturile dominante se combină pentru a transporta sedimentele într-o direcţie generală sudică prin zona studiată. Un număr de formule empirice şi semi-empirice referitoare la transportul sedimentelor au fost elaborate pentru a fi utilizate în aplicaţiile pentru ţărmuri. Formula elaborată de Kamphius (1991) este adecvată pentru utilizarea în regiunea staţiunii Mamaia deoarece aceasta ia în considerarea procesele de antrenare, transport şi depozitare sub acţiunea valurilor şi a curenţilor stabili. RTST total a variat de la 40216,4 la -13727,0 m3 / an cu o rată de transport brută medie de 26489,4 m3 / an, transportul desfăşurându-se, în principal, către sud confirmate prin masuraturi.

6. Conclusion Sediment transport in the Mamaia coastal region is driven primarily by the action of waves and winds. In general, the predominant waves from the NNE to the E and from S to the SSW and the dominant winds combine to drive sediment in a generally Southerly direction through the studiedly area. A number of empirical and semi-empirical sediment transport formulae have been developed for use in coastal applications. The commonly used formula of Kamphius (1991) is appropriate for use in the Mamaia region as it considers the processes of entrainment, transportation and deposition under the action of waves and steady currents. The total LSTR varied from 40216,4 to -13727,0 m3/year with an average gross transport rate of 26489,4 m3/year and the transport was predominantly towards the south.

40216 m3/year

13727 m3/year

26489 m3/year

N

Page 45: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 45

BIBLIOGRAFIE:

REFERENCES:

[1]. KAMPHUIS, J.W., 1991. Alongshore sediment transport rate. Journal of Waterway, Port, Coastal, and

Ocean Engineering 117 (6),pp. 624–641 [2]. KAMPHUIS, J.W., 2000. Introduction to Coastal Engineering and Management. Advanced Series On Ocean

Engineering, Vol. 16. World Scientific, Singapore. [3]. KAMPHUIS, J.W., 2002. Alongshore transport of sand. Proceedings of the 28th International Conference on

Coastal Engineering. ASCE, pp. 2330–2345. [4]. KAMPHUIS, J.W., DAVIES, M.H., NAIRN, R.B., SAYAO, O.J., 1986. Calculation of littoral sand

transport rate. Coastal Engineering 10, pp. 1 –21.

[5]. KRAUS, N.C., ISOBE, M., IGARASHI, H., SASAKI, T.O. and HORIKAWA, K., 1982. Field experiments on longshore and sand transport in the surf zone. In: ASCE (Editor), 18th Coastal Engineering Conference, pp. 969-988.

[6]. KUMAR, V.S., ANAND, N.M., CHANDRAMOHAN, P., NAIK, G.N., 2002. Sand Transport

Measurements Along Arge Beach, West Coast of India. Technical Report National Institute of Oceanography, Goa, India.

[7]. LONGUET-HIGGINS, M.S., 1970. Longshore current generated by obliquely incident sea waves. 1. Journal

of Geophysical Research 75 (33), pp. 6778–6789. [8]. MILLER, H.c., 1999. Field Measurments of longshore sediment transport during storm. Coastal Engineering

36, pp. 301-321. [9]. VAN RIJN, L., 1984. Sediment Transport: Part 1. Bed Load Transport; Part 2. Suspended Load Transport;

Part 3. Bed Forms and Alluvial Roughness, Vol. 110. ASCE. [10]. VAN RIJN, L., 1989. Handbook Sediment Transport by Currents and Waves, Vol. Report H461. Delft

Hydraulics. [11]. USACE, 1984. Shore Protection Manual. Department of the Army, U.S. Corps of Engineers, Washington,

DC 20314. [12]. USACE, 1995. Design of beach fills, US Army Corps of Engineers, EM 1110-2-3301. [13]. WANG, P., KRAUS, N.C., DAVIS JR., R.A., 1998.. Total longshore sediment transport rate in the surf

zone: field measurements and empirical predictions. Journal of Coastal Research 14 (1), pp. 269– 282.

Page 46: Doctoral Nr1 2010

46 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

MATERIALELE TERMOIZOLANTE ŞI

ECONOMIA DE ENERGIE ÎN CLĂDIRI DE LOCUIT

THERMAL INSULATING MATERIALS AND ENERGY SAVING IN RESIDENTIAL

BUILDINGS

Dumitrescu Vlad, prof. dr. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de Construcţii Civile (Civil Engineering Departament) Dumitrescu Răzvan, comisar şef ing. Direcţia Generală Anticorupţie din cadrul M.A.I. (Anti-Corruption General Directorate – Ministry of Administration and Interior), e-mail: [email protected]

Abstract: The article illustrates by calculation and graphics the energy saving in the housing sector that can be obtained by the adequate use of efficient thermal insulating materials. The sparing of thermal insulating materials leads to bit and useless energy losses and high housing running costs. Keywords: price of building, sparing energy, thermic resistant

1.GENERALITĂŢI Criza de energie la nivel actual al ştiinţei, pune tuturor statelor lumii, gestionare ale energiei naţionale, probleme de economicitate şi de elaborare a unei politici energetice eficiente. Economia de energie în construcţii este strâns legată de eficienţa materialelor termoizolante. Decisivă însă este mentalitatea investitorilor, proiectanţilor şi ignoranţa beneficiarilor. Nu sunt cunoscute şi nici abordate în mass-media aspectele legate de folosirea materialelor termoizolante la clădiri, iar factorii de decizie se complac în menţinerea unor nivele de performanţe scăzute. Deşi sunt limite minimale de admisibilitate în ceea ce priveşte rezistenţele termice tocmai acestea sunt luate ca etalon de investitori şi proiectanţi, interesul lor fiind economiile de investiţie, aruncând risipa de energie şi costurile exorbitante de exploatare în bugetele beneficiarilor. Materialele de construcţie eficiente pot fi definite cele care au conductivitatea termică în jur de 0,04 W/mK şi densitatea aparentă sub 200 kg/m3. Aceste materiale dintre care se remarcă : polistirenul expandat sau extrudat, vata minerală, vata din fibre de sticlă, spuma rigidă de poliuretan sunt mai ieftine decât finisajele faţadelor. Cheltuielile de investiţie pentru realizarea unei termoizolaţii bune (rezistenţa termică peste 2 m2K/W) se amortizează în mai puţin de un an. O locuinţă cu centrală termică proprie cu termoizolaţia proiectată de un specialist poate atinge chiar

1. GENERALITIES The energy crisis at the current level of science makes all states of the world, managers of national energy, face problems of energy-saving and of developing an efficient energetic policy. Energy saving in constructions is closely related to the efficiency of the thermal insulating materials. Decisive however is the mentality of the investors, designers and the beneficiaries’ ignorance. The mass media does not know nor approach aspects related to the use of thermal insulating materials in buildings and the decision actors confine themselves in the maintenance of low performance levels. Although there are minimum admissibility levels with regard to thermal resistances, they are taken as a standard by investors and designers, their interest being investment sparing, placing the energy waste and huge operation costs to the beneficiaries’ budgets. Efficient construction materials are the ones whose thermal conductivity is around 0.04 W/mK and apparent density below 200 kg/m3. These materials, such as: expanded or extruded polyester, mineral wool, glass wool, rigid polyurethane foam are cheaper than façade finishing. The investment costs for the performance of a good thermal insulation (thermal resistance over 2 m2K/W) are amortized in less than a year. A house with its own thermal power plant and the thermal insulation designed by a specialist can reach the investment sparing by the reduction of the

Page 47: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 47

economia de investiţie prin reducerea instalaţiilor de încălzire datorată pierderilor mici de căldură. Având în vedere necesitatea de confort a oamenilor, care din punctul de vedere al transferului de căldură trebuie să elimine surplusul de căldură internă realizat astfel ca temperatura nucleului central al corpului uman să rămână constantă (37°), apoi variaţia parametrilor exteriori, datorată conformării clădirii şi elementelor ei exterioare pentru a avea o imagine clară a protecţiei termice a unei clădiri este necesar optimizarea nivelului de izolare termică a acesteia.

2.OPTIMIZAREA

Prin optimizarea nivelului de izolare termică al unui element de construcţie sau al unei clădiri în ansamblu, se înţelege efectuarea unor calcule termo-economice care să conducă la cele mai avantajoase soluţii din punct de vedere economic. Această optimizare se poate referi la materialele termoizolante, la grosimea acestora, la soluţiile de construcţie utilizate pentru diverse elemente de construcţie, precum şi la ansamblul unei clădiri. Relaţiile de calcul se referă, în principal, la optimizarea gradului de protecţie termică a clădirilor de locuit noi. Unele aspecte se pot aplica şi la modernizarea şi reabilitarea termică a clădirilor existente. Calculele de optimizare au un caracter relativ, având în vedere că, în unele situaţii, pentru adoptarea unui anumit grad de protecţie termică, pot fi determinante nu criteriile economice, ci altele, de exemplu necesitatea reducerii emisiilor nocive, eliminarea fenomenului de condens, ş.a. Pentru faptul că toate bunurile, serviciile şi lucrările se evaluează în ţara noastră în moneda europeană, analizele care se fac vor avea la bază moneda Euro (€). Optimizarea folosirii materialului termoizolant se face pe baza relaţiei generale “preţ-calitate” şi are ca scop alegerea celui mai eficient material din punct de vedere economic. În cazul materialului termoizolant, calitatea se exprimă prin conductivitatea termică a materialului termoizolant (λ), iar preţul prin costul unui m3 de material termoizolant (p), măsurat în lei/m3. Preţul trebuie să includă toate cheltuielile care se fac până la punerea lui în operă,

heating facilities due to small heat losses. Considering the fact that people need comfort, who must from the point of view of heat transfer eliminate the surplus of internal heat produced so that the temperature of the central nucleus of human body remains constant (37°), then the variation of the external parameters, due to the way the building is made and its external elements in order to have a clear image of the thermal protection of a building it is necessary to optimize its thermal insulation level.

2.OPTIMIZATION

The optimization of the thermal insulation level of a construction element or a whole building means the performance of thermal-economic calculations that lead to the most advantageous solutions from the economic point of view. This optimization can refer to thermal insulating materials, their thickness, the construction solutions used for the various construction elements and the whole building. The calculation relations mainly refer to the optimization of the degree of thermal protection of new residential buildings. Certain aspects can also be applied to the thermal modernization and rehabilitation of the existing buildings. The optimization calculations are relative, considering that in certain situations, for the adoption of a certain degree of thermal protection not the economic criteria but other criteria can be determined, for example the need to reduce harmful air emissions, the elimination of the condensation phenomenon, etc. For the fact that the goods, services and works are assessed in our country in European currency, the tests performed will have as reference currency the Euro (€). The optimization of the use of the thermal insulating material is made on the basis of the general relation ‘price-quality’ and its purpose is to choose the most efficient material from the economic point of view. In case of thermal insulating materials, quality is expressed by the thermal conductivity of the thermal insulating material (λ), and the price by the cost of 1 m3 of thermal insulating material (p), measured in RON/m3. The price must include all expenses incurred

Page 48: Doctoral Nr1 2010

48 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

inclusiv aceasta (t.v.a., transport, beneficiu, cheltuieli generale, etc.). Comparaţia între diferitele materiale termoizolante poate fi făcută, doar în cazurile în care condiţiile de utilizare sunt aceleaşi. Aprecierea eficienţei unui anumit material termoizolant, în comparaţie cu alte materiale având acelaşi domeniu de utilizare, se poate face prin compararea preţului unui m2 de material termoizolant având grosimea (d) stabilită astfel încât să conducă la rezistenţa termică Rs = d/λ = 1 m2 K/W. Rezultă d = λ, iar costul unui m2 de material termoizolant (c) este : c = d · p = λ · p [lei/m2] (1) La determinarea preţului, se menţionează că, în cazul utilizării plăcilor termoizolante tasabile, trebuie să se ţină seama şi de tasarea materialului termoizolant, deci preţul trebuie considerat în lei/m3 de material în starea în care rămâne în clădire. Materialul termoizolant cel mai eficient din punct de vedere termo-economic este acela care corespunde produsului “p λ” minim. În unele situaţii, la alegerea unui material termoizolant, criteriul hotărâtor poate să nu fie cel economic determinat ca mai sus, ci alte criterii precum durabilitatea, sensibilitatea la umezire, etc.

3.ANALIZA COSTURILOR

Pentru calcule mai exacte, la elementele de construcţie cu un procent mare de punţi termice, în relaţia (1) în locul conductivităţii termice λ se consideră conductivitatea termică echivalentă λech. Reprezentarea grafică a costului materialului termoizolant din alcătuirea unui element de construcţie, este dată în fig. 1. Costurile se determină considerând un metru pătrat din elementul de construcţie care se analizează. Costul total al unui m2 din respectivul element de construcţie este dat de expresia generală : C = I + E [lei/m2] (2) în care : I reprezintă costul investiţiei totale a unui m2 de element de construcţie; I = IC + II; în care : IC reprezintă costul elementului de construcţie propriu-zis; II reprezintă costul de investiţie al instalaţiei de încălzire aferente;

until its commissioning, including VAT, transport, profit, general expenditure, etc.. A comparison between different thermal insulating materials can only be made if the usage conditions are the same. The assessment of the efficiency of a certain thermal insulating material, as compared to other materials with the same usage purpose, can be done by comparing the price of 1 m2 of thermal insulating material with thickness (d) established so that it leads to thermal resistance Rs = d/λ = 1 m2 K/W. We obtain d = λ, and the cost of 1 m2 of thermal insulating material (c) is: c = d · p = λ · p [RON/m2] (1) When determining the price, we mention that in case of using settling thermal insulation boards, we must also take into account the settling of the thermal insulating material, so the price must be considered in RON/m3 as it remains in the building. The most efficient thermal insulating material from the thermal-economic point of view is the one that corresponds to the minimum ‘p λ’ product. In some situations, when choosing a thermal insulating material, the determining criterion may not be the economic one determined above, but other criteria such as durability, sensitivity to humidity, etc.

3. COST ANALYSIS

For more exact calculations, for construction elements with a high percentage of thermal bridges, in the relation (1) instead of thermal conductivity λ we consider the equivalent thermal conductivity λech. The graphic representation of the cost of the thermal insulating material used for a construction element is given in image 1. Costs are determined considering 1 square meter of the analyzed construction element. The total cost of 1 m2 of that construction element is given by the general formula: C = I + E [RON/m2] (2) where: I represents the cost of the total investment of 1 m2 of construction element; I = IC + II; where: IC represents the cost of the construction element; II represents the investment cost of the due heating installation; E represents operation (heating) costs, proper

Page 49: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 49

E reprezintă costul exploatării (încălzirii), aferent unui m2 din elementul de construcţie exterior, considerat pe o durată de “n” ani. Costurile de mai sus trebuie să includă toate cheltuielile, cotele şi taxele aferente (cheltuieli de transport, t.v.a, cheltuieli generale, beneficiu, etc.). Costul instalaţiilor cuprinde costul aferent instalaţiei interioare a clădirii, considerată de la punctul de branşament (inclusiv distribuţia de la subsol). În cazul centralelor termice de bloc, costul acestora nu se include în costul instalaţiilor ci, cu amortizarea corespunzătoare, în costul exploatării. Atât costul IC, cât şi costul II, variază în funcţie de rezistenţa termică corectată R a elementului de construcţie, dar în timp ce IC creşte odată cu creşterea valorii R, costul II variază invers proporţional cu rezistenţa termică R. Sub formă generală, costul de investiţie al elementului de construcţie propriu-zis poate fi exprimat cu relaţia : IC = b + c · R' [lei/m2] (3) în care : b reprezintă partea constantă a costului, care nu variază în funcţie de rezistenţa termică (lei/m2); c reprezintă coeficient care, înmulţit cu valoare R, reprezintă partea variabilă a costului elementului de construcţie [W · lei/(m4 · K)]; R' reprezintă rezistenţa termică corectată a elementului de construcţie, (m2K/W). Costul de investiţie pentru instalaţiile de încălzire aferente este : II = h + i · 1/R' [lei/m2] (4) în care : h reprezintă partea constantă a costului instalaţiilor de încălzire aferente, (lei/m2); i reprezintă coeficient care, împărţit la valoare R', reprezintă partea variabilă a costului instalaţiilor de încălzire, (lei · K/W) Costul total al investiţiei are expresia : I = b + h + c · R' + i/R' [lei/m2] (5) Costul anual al exploatării, exclusiv pentru încălzirea clădirii, aferent unui m2 de element de construcţie, este : E1 = z · e/R' [lei/(m2 · an)] (6) în care : z reprezintă coeficient privind numărul anual de grade ore al perioadei de încălzire (mii · K · h/an); e reprezintă preţul unui kWh de energie termică, plătit de consumator (lei/kWh).

to 1 m2 of the external construction element, considered for a period of ‘n’ years. The aforementioned expenses must include all expenses, due charges and fees (transport expenses, VAT, general expenses, profit, etc.). Installation costs include the cost due to the internal installation of the building, considered from the connection point (including underground distribution). In case of block-of-flats thermal power plants, their cost is not included in the installation costs but in the operation costs with the corresponding depreciation. Both the IC cost and the II cost vary depending on the corrected thermal resistance R of the construction element, but whereas IC gets higher with the increase of the R value, cost II varies in inverse ratio to the thermal resistance R. In general terms, the investment cost of the construction element can be expressed by the relation: IC = b + c · R' [RON/m2] (3) where: b represents the constant cost part that does not vary depending on the thermal resistance (lei/m2); c represents a coefficient that multiplied by the R value represents the variable part of the construction element cost [ W · RON/(m4 · K)]; R' represents the corrected thermal resistance of the construction element, (m2K/W). Investment cost for the corresponding heating installations is: II = h + i · 1/R' [RON/m2] (4) where: h represents the constant cost part of the due heating installations, (RON/m2); i represents a coefficient that divided by the R' value represents the variable part of the costs of the heating installations (RON · K/W) The total investment cost has the following formula: I = b + h + c R' + i/R' [RON/m2] (5) The annual operation cost, exclusive for the heating of the building, proper to 1 m2 of construction element is: E1 = z · e/R' [RON/(m2 · year)] (6) where: z represents the coefficient regarding the annual number of degrees hours of the heating period (thousand · K · h/year); e represents the price of 1 kWh of thermal energy, paid by the consumer (lei/kWh).

Page 50: Doctoral Nr1 2010

50 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Costul încălzirii, aferent unui m2 de element de construcţie, pentru un număr de “n” ani de exploatare a clădirii, este : E = n . E1 = n · z · e/R' [lei/m2] (7) în care : n reprezintă numărul de ani de exploatare pentru care se face calculul de optimizare (ani). Costul total reprezentând suma costurilor pentru investiţie şi a exploatării aferent unui m2 de element de construcţie, este : C = b + h + c R' + (i + z · e · n)/R' [lei/m2] (8) Determinarea rezistenţelor termice optime se poate realiza cu metoda analitică. Valorile minime ale costurilor se obţin prin egalarea cu zero a derivatei de ordinul 1, a funcţiilor (5) şi respectiv (8) de mai sus în raport cu variabila R'. Valoarea minimă a costului investiţiei (construcţii + instalaţii) este : I = di/dR` = 0

I = c - 2)(Ri′ = 0

Rezultă : optR′ = (i/c)1/2 [m2 K/W] (9) în care :

optR′ reprezintă rezistenţa termică optimă care conduce la o valoare minimă a costului investiţiei (m2K/W) Valoarea minimă a costului total (investiţie + exploatare timp de “n” ani)

C' = RddC

′ = 0 ·

C' = c - 2)(· ·

Rnzei

′+

= 0

Rezultă : R'opt = [(i + e · z · n)/c]1/2 [m2 K/W] (10) Determinarea rezistenţelor termice se poate realiza cu metoda grafică.

Determinarea valorilor optR′ şi R'opt se poate face şi grafic, ca în Figura 1.

The heating cost proper to 1 m2 of construction element, for a number of ‘n’ building operation years is: E = n . E1 = n z e/R' [RON/m2] (7) where: n represents the number of operation years that the optimization calculation is made for (years). The total cost representing the sum of investment and operation costs proper to 1 m2 of construction element is: C = b + h + c R' + (i + z e n)/R'[RON/m2] (8) The optimal thermal resistances can be determined by the analytical method. The minimum cost values are obtained by equaling to zero the order-1 derivate, functions (5) and respectively (8) above in relation to the R' variable. The minimum value of the investment cost (constructions + installations) is: I = di/dR` = 0

I = c - 2)(Ri′ = 0

We obtain: optR′ = (i/c)1/2 [m2 K/W] (9) where:

optR′ represents the optimal thermal resistance leading to a minimum value of investment costs (m2K/W) Minimum value of the total cost (investment + operation during ‘n’ years)

C' = RddC

′ = 0 ·

C' = c - 2)(· ·

Rnzei

′+

= 0

We obtain: R'opt = [(i + e · z · n)/c]1/2 [m2 K/W] (10) The thermal resistances can be determined by the graphical method.

The optR′ and R'opt values can be determined graphically, as shown in Charter 1.

Page 51: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 51

Fig. 1 – Optimizarea rezistenţei termice Thermal resistance optimization

Din examinarea graficului se remarcă următoarele: - dreapta IC se interesează cu axa R' = 0 în

punctul b, iar înclinarea dreptei este tg α = c;

- curba II este asimptotă la axa verticală R′ = 0 şi la axa orizontală cu ordonata egală cu “h”;

- curba E este asimptotă la axa verticală R′ = 0 şi la axa absciselor ( cost = 0);

- valorile coeficienţilor b şi h nu influenţează alura curbelor I şi C, care se translatează pe verticală în funcţie de aceste valori;

- cu cât panta dreptei IC (tg α = c) este mai

mare, cu atât valorile optR′ şi R'opt sunt mai mici, iar zonele cu valori apropiate de rezistenţe termice optime sunt mai restrânse.

- Uneori, punctul cu valoarea R'opt este mai greu de determinat grafic, existând o zonă largă cu valori R'opt practic egale.

Astfel în exemplul din Figura 1 se pot considera valori R'opt toate valorile cuprinse între R′ = 2 m2 K/W şi R′ = 3 m2 K/W.

Examining the chart, we note the following: - the straight line IC crosses the axis R' = 0

in point b, and the inclination of the straight line is tg α = c;

- the curve II is asymptote to the vertical axis R′ = 0 and the horizontal axis with the ordinate equal to ‘h’;

- the curve E is asymptote to the vertical axis R′ = 0 and the abscises axis (cost = 0);

- the values of the coefficients b and h do not influence the height of the curves I and C, translated in vertical depending on these values;

- the higher the inclination of the straight

line IC (tg α = c), the lower the values optR′ and R'opt, and the closer the areas with values close to optimal thermal resistances.

- Sometimes, the point with the value R'opt is more difficult to be determined graphically, as there is a wide area with basically equal R'opt values.

Thus, in the example in Chart 1 we can consider R'opt values all the values comprised between R′ = 2 m2 K/W and R′ = 3 m2 K/W.

Page 52: Doctoral Nr1 2010

52 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Aceasta constituie, de altfel, şi un avantaj al metodei grafice, deoarece permite a se vizualiza o zonă mai largă de valori care se pot considera rezistenţe termice optime, corespunzând unor costuri minime în comparaţie cu determinarea analitică care dă exact valoarea R'opt, dat nu evidenţiază variaţia costului din vecinătatea acestui punct. Pentru calcule mai exacte, în locul dreptei IC se poate considera curba IC conform Figurii 3 (curba IC 3) şi următoarelor precizări: Relaţia cost-rezistenţă termică nu mai este liniară, ci reprezintă o curbă. Reprezentarea grafică a acestei curbe se poate face efectuând calculul câmpurilor de temperaturi pentru mai multe grosimi de material termoizolant şi determinând, pe această bază, rezistenţele termice corectate R' corespunzătoare. Curba de variaţie a costului IC în funcţie de R' se construieşte prin unirea unui număr de 4-5 puncte ca în Figura 2. În unele situaţii, când se observă că alura curbei este apropiată de o linie dreaptă, curba se poate înlocui cu o linie dreaptă, pentru care se determină ecuaţia corespunzătoare şi deci coeficienţii b şi c.

This is also an advantage of the graphical method, as it allows the visualization of a wider area of values that can be considered optimal thermal resistances, corresponding to minimum costs as compared to the analytical determination that gives exactly the value R'opt, but does not point out the cost variation near this point. For more precise calculations, instead of the straight line IC we can consider the curve IC according to Chart 3 (curve IC 3) and the following observations: The cost-thermal resistance relation is no longer linear, but a curve. The graphical representation of this curve can be performed calculating the temperature ranges for several thicknesses of thermal insulating material and determining in this way the corresponding corrected thermal resistances R'. The IC cost variation curve depending on R' is built connecting 4-5 points, like in Chart 2. In some situations, when the curve is almost a straight line, the curve can be replaced by a straight line for which we determine the corresponding equation and the coefficients b and c.

Fig. 2 - Curba de variaţie a costului IC The IC cost variation curve

Page 53: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 53

4.DETERMINAREA COEFICIENŢILOR DE CALCUL

Pentru utilizarea relaţiilor (9) şi (10) trebuie să se precizeze valori pentru coeficienţii c, i, z şi e, precum şi pentru numărul de ani “n”. Coeficientul “c” se determină cu relaţia : c = p · λech [lei · W/(m4 · K)] (11) în care : p reprezintă preţul unui m3 de material termoizolant (lei/m3) λech reprezintă conductivitatea termică echivalentă a materialului termoizolant (W/mK). În preţul “p” se include toate taxele, cotele şi cheltuielile generale precum şi toate costurile aferente, legate de transportul şi punerea în operă a materialului termoizolant. În cazul în care pentru realizarea investiţiei, se recurge la credite bancare, preţul unitar “p” se va multiplica cu raportul dintre costul real al investiţiei, inclusiv dobânda şi costul acesteia, exclusiv dobânda.

4. DETERMINATION OF CALCULATION COEFFICIENTS

For the use of the relations (9) and (10) values must be mentioned for the c, i, z and e coefficients, as well for the number of years ‘n’. The ‘c’ coefficient is determined with the formula: c = p · λech [RON · W/(m4 · K)] (11) where: p represents the price of 1 m3 of thermal insulating material (RON/m3) λech represents the equivalent thermal conductivity of the thermal insulating material (W/mK). The ‘p’ price includes all fees, quotas and general expenses, as well as all due costs related to the transport and commissioning of the thermal insulating material. If in order to make the investment, bank loans are used, the unit price ‘p’ will be multiplied by the relation between the real investment cost, including the interest and its cost, interests not included.

Coeficientul “i” reprezintă, în principal, produsul dintre diferenţa de temperatură între interior şi exterior, care este avută în vedere la dimensionarea instalaţiei de încălzire şi preţul unitar al corpurilor de încălzire. În mod simplificat şi aproximativ, coeficientul “i” se poate determina cu relaţia: i = 1,2 (Ti – Te) ·s [lei · K/W] (12) în care : (Ti - Te) reprezintă diferenţa între temperaturile de calcul ale aerului exterior şi interior, astfel : - Ti = +200C - Te = - 120C … - 210C în funcţie de zona climatică; pentru condiţii medii, se consideră Te = - 150C şi deci (Ti – Te) = 350C; - s reprezintă preţul unitar al corpurilor de încălzire utilizate, inclusiv costul transportului şi montajului, probele, vopsitoria, t.v.a, manopera, cheltuielile generale, etc. (lei/W). Coeficientul 1,2 din relaţia (12) reprezintă majorarea operată la dimensionarea instalaţiei de încălzire datorată adaosurilor (de orientare

The ‘i’ coefficient mainly represents the product between the external and internal temperature difference considered for the dimensioning of the heating installation and the unit price of the heating elements. In a simplified and approximate way, the ‘i’ coefficient can be determined by the formula: i = 1,2 (Ti – Te) s [RON · K/W] (12) where: (Ti - Te) represents the difference between the calculation temperatures of external and internal air, as follows: - Ti = +200C - Te = - 120C …- 210C depending on the climatic area; for average conditions, we consider Te = - 150C so (Ti – Te) = 350C; - s represents the unit price of the used heating elements, including the costs incurred for transport and mounting, tests, painting, VAT, manual labour, general expenses, etc. (RON/W). The 1.2 coefficient of the relation (12) represents the increase operated in the dimensioning of the heating installation due to

Page 54: Doctoral Nr1 2010

54 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

cardinală şi de compensare a influenţei suprafeţelor reci), coeficienţilor de masivitate, rotunjirilor, ş.a. În cazul în care, pentru realizarea investiţiei, se recurge la credite bancare, preţul unitar “s” se va multiplica cu raportul dintre costul real al investiţiei, inclusiv dobânda şi costul acesteia, exclusiv dobânda. Coeficientul “z” reprezintă numărul de grade-ore al perioadei de încălzire şi se calculează cu relaţia : z = 24 · C · Nθ

12 [mii K h/an] (13) în care : - C reprezintă coeficient de corecţie conform graficelor din Figura 3 - Nθ

12 reprezintă numărul anual de grade-zile de calcul - Nθ

12 = N2012 – (20 – θi) D12

în care : N20

12 reprezintă numărul anual de grade-zile de calcul, pentru θi = + 20 0C şi pentru θeo = +12 0C θi temperatura interioară medie a clădirii (0C) D12 durata convenţională a perioadei de încălzire, corespunzătoare temperaturii exterioare care marchează începerea şi oprirea încălzirii. Pentru condiţii medii pe ţară, se consideră : Nθ

12 = N2012 = 3400 grade-zile

C = 0,9 conform Figura 2 Rezultă : z = 24 · 3400 · 0,9/1000 = 73 mii K h/an

additions (of cardinal orientation and compensation of the influence of cold surfaces), massiveness coefficients, rounding, etc. If in order to perform the investment bank loans are used, the unit price ‘s’ will be multiplied by the relation between the real investment cost, including the interest rate and its cost, interests not included. The ‘z’ coefficient represents the number of degrees-hours of the heating period and is calculated with the formula: z = 24 C ·Nθ

12 [thousand· h/year] (13) where: - C represents a correction coefficient according to the charts of Image 3 - Nθ

12 represents the annual number of degrees-days of calculation - Nθ

12 = N2012 – (20 – θi) D12

where: N20

12 represents the annual number of degrees-days of calculation for θi = + 20 0C and for θeo = +12 0C θi building average internal temperature (0C) D12 conventional duration of the heating period corresponding to the external temperature that marks the start and end of heating. For average country conditions, we consider: Nθ

12 = N2012 = 3400 degrees-days

C = 0.9 according to Chart 2 We obtain: z = 24 · 3400 · 0,9/1000 = 73 thousand K h/year

Fig 3 – Coeficientul de corectie C Correction coefficient C

Page 55: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 55

Coeficientul “e” reprezintă preţul de consumator, al unui kWh de energie termică pentru încălzire, care diferă în funcţie de modul de producere a căldurii (termoficare sau centrală termică), de combustibilul folosit la producerea agentului termic, de randamentul cazanelor, precum şi de diferite condiţii specifice locale. Se consideră preţul real, nesubvenţionat de stat. În funcţie de datele de care se dispune, se va avea în vedere un scenariu privind evoluţia în timp (pe durata numărului de ani luaţi în considerare), a preţului real al căldurii. În această situaţie, pentru preţul mediu real, mediu, al căldurii, se foloseşte relaţia de calcul:

e = e0/n · ∑=

=

+nt

t

tx1

1 )( [lei/(KW·h)] (14)

în care : - e0 reprezintă preţul iniţial, în anul realizării

investiţiei, a energiei termice (lei/kWh); - e reprezintă preţul real, mediu, al energiei

termice, aferent unei perioade de “n“ ani, în condiţiile unei rate reale anuale de creştere previzibilă a preţului căldurii (lei/kWh);

- x reprezintă rata anuală de creştere previzibilă a preţului energiei termice, care ţine seama atât de creşterea preţului unitar, cât şi de deprecierea monedei pe baza căreia se face calculul de optimizare :

x = (f – m)/(100 + m) (-) (15) în care: - f reprezintă rata anuală de creştere a

preţului unitar al căldurii, presupusă a avea o valoare constantă în perioada de “n” ani, considerată în calcul (%);

- m reprezintă rata anuală de depreciere a monedei, presupusă a avea o valoare constantă în perioada de “n” ani, considerată în calcul (%).

În cazul în care preţul energiei termice este raportat la Gcal, se va avea în vedere relaţia de echivalenţă : 1 Gcal = 1163 kWh. Parametrul “n” reprezintă numărul de ani de exploatare, pentru care se face calculul optimizare. Parametrul “n” are o importanţă determinantă asupra mărimii rezistenţei termice optime R'opt.

The ‘e’ coefficient represents the consumer price of 1 kWh of thermal energy for heating that varies depending on the way heating is produced (district heating or thermal power plant), the fuel used to produce the thermal agent, the performance of the boilers and different local specific circumstances. The real price, not subsidized by the Government shall be taken into account. Depending on the available data, we shall consider a scenario regarding the evolution in time (during the considered number of years) of the heating real price. In this situation, for the real average heating price we use the following calculation relation:

e = e0/n · ∑=

=

+nt

t

tx1

1 )( [RON/(KW·h)] (14)

where: - e0 represents the initial price, the year the

investment was made, of thermal energy (lei/kWh);

- e represents the real average price of thermal energy proper to a period of ‘n’ years, considering a foreseeable annual growth rate of the heating price (RON/kWh);

- x represents the annual foreseeable growth rate of the thermal energy price that takes into consideration both the unit price increase and the depreciation of the currency that the optimization calculation is based on:

x = (f – m)/(100 + m) (-) (15) where: - f represents the annual growth rate of the

heating unit price, supposed to have a constant value during the considered period of ‘n’ years (%);

- m represents the annual currency depreciation rate supposed to have a constant value during the considered period of ‘n’ years (%).

Should the price of thermal energy relate to Gcal, the equivalence relation will be taken into account: 1 Gcal = 1163 kWh. The ‘n’ parameter represents the number of operation years that the optimization calculation is done. The ‘n’ has a crucial importance upon the value of the optimal thermal resistance R'opt.

Page 56: Doctoral Nr1 2010

56 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Considerarea în calcule a unor valori reduse şi chiar foarte reduse (n = 8 … 12 ani), conduce la rezistenţe optime R'opt mici. Se recomandă ca proiectantul să determine valoarea R'opt pentru două valori “n” extreme, rezultând un interval de rezistenţe termice optime, astfel : - nminim = 20 ani - nmaxim = 40 ani Proiectantul va alege, în funcţie de alte considerente, valoare R'opt între cele două rezistenţe termice optime astfel determinate. Determinarea relaţiilor finale de calcul Cu valoarea medie z = 73 mii · K · h/an şi pe baza relaţiei (11), relaţiile (9) şi (10) devin :

optR′ = [i/(p · λech)]1/2 [m2 · K/W] (16) R′opt = [(i + 73 · e · n)/(p · λ)]1/2 [m2 · K/W] (17) Din exemplificarea relaţiei (17), rezultă următoarele: - valoarea R′opt este cu atât mai mare, cu

cât preţul căldurii e este mai mare, iar preţul materialului termoizolant (p) este mai mic;

- rezistenţa termică optimă R′opt are valori cu atât mai mari, cu cât conductivitatea termică de calcul (λ) şi procentul de punţi termice (şi deci şi λech) sunt mai mici;

- valoarea R′opt creşte într-o oarecare măsură în cazul utilizării unor corpuri de încălzire mai scumpe;

- cu cât numărul de ani de exploatare care se consideră în calcul este mai mare, cu atât creşte şi valoarea rezistenţei termice optime R′opt;

- cu cât numărul de ani de exploatare considerat în calculul de optimizare (n) este mai mare, cu atât influenţa costului investiţiei în instalaţii (i) asupra valorii R′opt este mai redusă.

Din examinarea relaţiei (10), rezultă că rezistenţa termică R′opt este mai mare în regiunile cu condiţii climatice mai severe: zonele climatice III – IV şi un număr mare de grade-zile de calcul în perioada de încălzire a anului.

The consideration in calculation of low and very low values (n = 8 … 12 years) leads to low optimal resistances R'opt. We recommend the determination by the designer of the R'opt value for two extreme ‘n’ values, resulting an interval of optimal thermal resistances as follows: - nminimum = 20 years - nmaximum = 40 years The designer will choose, considering other criteria, the R'opt value among the two optimal thermal resistances determined in this way. Determination of the final calculation relations With average value z = 73 thousand · K · h/year and based on the relation (11), the relations (9) and (10) become:

optR′ = [i/(p · λech)]1/2 [m2K/W] (16) R′opt = [(i + 73 · e · n)/(p · λ)]1/2 [m2 · K/W] (17) From the exemplification of the relation (17), we obtain the following: - the higher the heating price, the higher

the R′opt value, and lower the price of the thermal insulating material (p);

- the lower the considered thermal conductivity (λ) and thermal bridges percentage (so λech as well), the higher the optimal thermal resistance R′opt;

- the R′opt value goes up at a certain extent in case of using more expensive heating elements;

- the higher the considered number of operation years, the higher the value of the optimal thermal resistance R′opt;

- the greater the number the of operation years considered in the optimization calculation (n) the lower the influence of the installation investment cost (i) over the R′opt value.

Examining the relation (10), it results that the thermal resistance R′opt is higher in areas with more severe weather conditions: climatic areas III – IV and a great number of degrees-days of calculation in the heating part of the year.

Page 57: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 57

5.CONCLUZII

Mijloacele de economisire a energiei sunt : - creşterea rezistenţei termice a elementelor

de construcţie opace; - creşterea rezistenţei termice a elementelor

vitrate; - încălzirea continuă. - Economisirea energiei consumate în

perioada de exploatare a unui nou apartament se poate realiza prin :

- economisirea energiei pentru reparaţii, prin creşterea calităţii construcţiilor şi în special prin eliminarea condensului ca urmare a îmbunătăţirii concepţiei (grad de izolare, materiale termoizolante de înaltă eficienţă, spaţii de locuit adecvate, încălzire continuă, etc.);

- în aceste concepţii schimbă complet distribuţia pierderii de energie .

În graficele următoare sunt comparate două apartamente identice realizate cu concepţia anilor 1966-1989 şi concepţia conform principiilor de economie prezentate în acest articol.

5. CONCLUSIONS

The energy sparing means are the following: - increase of the thermal resistance of opaque

construction elements; - increase of the thermal resistance of stained

glass elements; - continuous heating. - The sparing of the energy consumed in the

operation period of a new apartment may be done through:

- sparing of repairs energy, by the increase of building quality and especially the elimination of condensation as a result of an improved design (insulation degree, highly-efficient thermal insulating materials, adequate living areas, continuous heating, etc.);

- in these design models, the distribution of the energy loss distribution is totally changed.

The following charts compare two identical apartments built according to the standards of the interval 1966-1989 and the sparing principle conception presented in this article.

BIBLIOGRAFIE:

REFERENCES:

[1]. DUMITRESCU RĂZVAN - Studies and contributions on the increase of comfort in residential buildings in

terms of energy saving – doctor’s degree thesis, 2009. [2]. DUMITRESCU VLAD – The theory of comfort – Brooklyn Polytechnic Institute 1971 [3]. DUMITRESCU VLAD – Thermal comfort economic provision methods. ‘Man and the Environment’

symposium Cluj 1975 [4]. DUMITRESCU VLAD - Total energy consumption in residential buildings - ICPMC – 1980

Page 58: Doctoral Nr1 2010

58 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

PROBLEME TEHNOLOGICE GENERALE ALE SUDĂRII

PRIN TOPIRE

GENERAL TECHNOLOGICAL ASPECTS OF MELTING WELD

Alexe Mircea, ing.lector universitar Facultatea de Arhitectură, Universitatea Spiru Haret, doctorand al Universităţii Tehnice de Construcţii – Bucureşti, Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole, Catedra de Construcţii Metalice, universitary lecteur Architecture Departement, Universitaty Spiru Haret, candidate for a doctor’s degree at Bucharest Technical Construction, University, Civilian, Industrial and Agricultural Constructions Departement, Metallic Constructions Chair

Abstract: Due to their complexity of forms and sizes, metallic constructions need some joints. The desideratum of a perfect welding is the metal structure restoration. Metallic work pieces jointing is best made by welded connection. Welding is one of the technological processes with an increasing influence. Welding implementation increases the working productivity and the products quality, also reduces the manufacturing expenses and cost price in comparison with other jointing methods. The continuous extension of the welding field of application is achieved by changing the constructive conception of some products, changing their manufacturing technology and by implementing and developing new welding procedures, as well as by improving classical welding procedures respectively.

In this article are presented a few points of metal work pieces welding, the calculus of the welding seams using diagrams and tables and non distructive quality check of the weld joints. Keywords: juntion technique, welding seam, the nondestructive defectoscopy

1. SUDAREA CA TEHNICĂ DE ÎMBINARE Sudarea este un procedeu tehnologic prin care se realizează o îmbinare nedemontabilă între două sau mai multe piese. Prin sudare rezultă o îmbinare sudată sau sudură, ca urmare a coalescenţei localizate a materialelor, produsă fie prin încălzirea acestora la o anumită temperatură cu sau fără aplicarea simultană a unei presiuni, fie prin aplicarea unei presiuni, cu sau fără utilizarea unui material de adaos. Sudarea a devenit un procedeu tehnologic capa-bil să satisfacă exigenţele înalte ale proceselor actuale de producţie. Dezvoltările recente în domeniul proceselor de sudare se referă la îmbu-nătăţirea aspectelor legate de: productivitate, calitate, domeniul de aplicare, mediul de lucru. Ca tehnică de îmbinare, sudarea este cunoscută din epoca bronzului, primul procedeu de sudare utilizat fiind sudarea în focul de forjă. În secolul al XIX-lea sudarea devine un procedeu indus-trial, competitiv faţă de alte tehnici de îmbinare

1. WELDING AS JUNCTION TECHNIQUE Welding is a technological process by which an unassembled junction between two or more work pieces is made. By welding a welded junction or weld results, due to the metal local coalescence of the materials generated either by heating at a certain temperature, with or without a local pressure application or by the application a local pressure, with or without the addition material. Welding became a technological process able to satisfy the high requirements of the actual production methods. Recent developments in the welding field is related to the improvements of: productivity, quality, application field, working conditions. As a jointing method, welding is known from the Bronze Age , the first welding method was forge welding. In the 19th century, welding became an industrial process, competitive with other jointing techniques.

Page 59: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 59

.Dezvoltarea tehnologiei de sudare a fost marcatăde următoarele invenţii: - descoperirea arcului electric, Davy, 1821; - inventarea sudării prin presiune, Thompson, 1867; - inventarea sudării cu arcul electric, Benardos, 1885; - inventarea electrodului învelit, Kjellberg, 1907; - inventarea sudării în mediu de gaz protector, Roberts, 1919; - inventarea sudării mecanizate sub strat de flux, Nobel, 1920; - inventarea sudării în baie de zgură, Paton, 1951; - inventarea sudării în mediu de bioxid de carbon, 1953; - inventarea sudării cu fascicul de electroni, Stohr, 1957; - inventarea sudării cu plasmă, 1961; - inventarea sudării cu laser, 1970. În România, sudura s-a dezvoltat continuu încă dela începutul secolului XX. Prima construcţiesudată de mare anvergură a fost un pod peste râulBârzava din Resiţa (1931), acesta fiind unul dinprimele poduri realizate în construcţie sudată dinEuropa. În anul 1937 se înfiinţează la Timişoara"Cercul pentru încurajarea sudurii", grupareprofesional-ştiinţifică din care făceau parteoameni de ştiinţă ca academician C. Mikloşi,academician St. Nădăşan, academician R.Răduleţ, profesor C.C. Teodorescu. Prinactivitatea Cercului, prin publicaţia sa periodică"Sudura", a fost impulsionată activitatea decercetare în domeniul sudării şi s-a lărgit continuu domeniul de aplicare a acesteia. Anul 1952 marchează înfiinţarea la Timişoara aCatedrei de Sudură a Facultăţii de Mecanică. Înanul 1954 se creează, în acelaşi oraş, Secţia deSudură a Bazei Academiei. Această secţie vaforma împreună cu Secţia de Rezistenţă a aceleiaşiinstituţii, Institutul de Sudură şi Încercări deMateriale - ISIM (1970), având ca directorfondator pe academicianul Traian Sălăgean (1929-1993). Se organizează secţii de pregătire asudorilor la Institutul Politehnic Bucureşti,Universitatea Braşov şi Universitatea Galaţi înanul 1976 şi secţiile de sudură de la Universităţile din Arad şi Reşiţa în 1989. Anul 1990 consemnează crearea Asociaţiei deSudură din România (ASR). România este membră a Institutului Internaţionalde Sudură (IIW), o asociaţie profesională la careparticipă 41 ţări, reprezentantul României la IIW fiind ISIM Timişoara. În acelaşi timp, prin ASR,România este membră cu statut de observator aFederaţiei Europene pentru Sudură (EWF)

The development of welding technology was marked by the following inventions: - voltaic arc, by Davy, 1821; - friction welding, by Thompson, 1867; - arc welding, by Benardos, 1885; - coated electrode, by Kjelberg, in 1907; - gas shielding welding, by Roberts, in 1919; - automatic flux welding, by Nobel, in 1920; - slag welding, by Patton, in 1951; - carbon dioxide shield welding, 1953; - electron beam welding, by Stohr, 1957; - plasma welding, 1961; - LASER welding, 1970. In Romania welding has been developed continuously ever since the beginning of the 19th

century. The first great welded construction was the bridge over the Barsava river in Resita, in 1931, this bridge being one of the first welded bridge in Europe. In 1937, in Timisoara, “The Circle for Welding Encouragement” was founded, a professional group with members of the Academy like C. Miklosi, St. Nadasan, R. Radulet, teacher C.C. Teodorescu. The welding research activity was stimulated by the activity of the “circle” and its periodical publication “The Welding” also enlarged the application field of welding. The year 1952 marked the foundation of the Welding Department at the Mechanic Faculty of Timisoara. In the same city The Welding Branch of the Academywas created in 1954. This Branch will form, together with The Strength Branch of the same Institute, The Welding and Metal Tests Institute (WMTi), with the Academician Theodor Salagean (1929-1993) as a founder director. Training branches for welders were organized in The Polytechnic Institute of Bucharest, The University of Brasov and Galati, in the year 1976, and the Welding Branches in The Universities of Arad and Resita, in 1989. The year 1990 records the setting up of the Welding Association of Romania. Romania is a membership of the International Institute of Welding (IIW), a professional association with 41 participants, the WMTI being its representative. At the same time, by ASR, Romania is an observer member of the European Welding Foundation (EWF).

Page 60: Doctoral Nr1 2010

60 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

2. COORDONAREA SUDĂRII

Fiind un proces complex, sudarea necesităcoordonarea operaţiilor ce se desfăşoară în cadrulacestui proces. În scopul de a obţine încredere în procesul de fabricaţie prin sudare şi de a obţinesiguranţa produselor sudate în exploatare, sarcinile şiresponsabilităţile personalului implicat în activităţilereferitoare la sudare, ca de exemplu planificareaexecuţiei, supravegherea, inspecţia, trebuie să fie clardefinite. În acest scop a fost creat standardul europeanEN 719 (corespondentul român fiind SR EN 719). Else referă la sarcinile şi responsabilităţile aferentecalităţii, incluse în coordonarea activităţilor referitoare la sudare. Într-o întreprindere producătoare,coordonarea sudării poate fi efectuată de una sau maimulte persoane. În tabelul 1 sunt prezentate activităţile aferente sudăriicare se iau în considerare, după caz, pentru alocareaunor sarcini şi responsabilităţi în domeniul calităţii (SREN 719). [1]

2. WELDING COORDINATION

As a complex process, welding needs a process operation coordination. To fulfill the welding process and to obtain a good reliability of welded work pieces in operation, the tasks and the responsibilities of the personnel involvedin welding, like execution planning, supervising, and checking, must be clearly defined. For this purpose the European Standard EN 719 (with Romanian correspondent SR EN 719) was created. It refer to tasks and responsibilities proper to quality, welding activities coordination included. In an industrial unit, the welding coordination can be achieved by one or more persons. The, on the case, considered welding related activities according to each case are shown in table 1, to state the quality tasks and responsibilities (SR EN 719).

Tabel 1. Activităţi aferente sudării [1] Table 1 Welding Activities

Nr. Activităţi 1.1 Analiză contract

-capabilitate în sudare şi activităţi conexe ale organizaţiei producătoare

1.2 Analiză proiect - standardele din domeniul sudării care se aplică

- amplasarea îmbinării în funcţie de condiţiile de proiectare

- accesul pentru sudare, inspecţie şi încercare

- condiţiile de calitate şi de acceptare pentru suduri

- detalii ale îmbinării sudate 1.3 Materiale 1.3.1 Metal de bază - sudabilitatea metalului de bază

- orice condiţii suplimentare în specificaţiile de cumpărare ale

materialului, incluzând tipul certificatului de recepţie a materialului

- identificarea, depozitarea şi manipularea metalelor de bază

1.3.2 Materiale pentru sudare - compatibilitate - condiţii de livrare

- orice condiţii suplimentare în specificaţiile de cumpărare ale

materialului pentru sudare, incluzând tipul certificatului de recepţie a

materialelor pentru sudare

- identificarea, depozitarea şi manipularea materialelor pentru sudare

1.4 Subcontractare - competenţa oricărui subcontractant

No Activities 1.1 Contract analysis

- producer ability in welding and relaactivities

1.2 Project analysis - welding field applied standards - joint placing according to design condition- welding, inspection and test conditions - welding quality and acceptance conditions- welded joint details

1.3 Materials 1.3.1 Base metal

- base material weld ability - any buying certificate additional condition

including reception certificate type - welding materials identification, storing and manipulation

1.3.2 Welding materials - compatibility - delivery conditions - any buying certificate additional condition

including welding materials reception certificate type

- welding materials identification, storing anmanipulation

1.4 Subcontracting -any subcontractor competence

Page 61: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 61

1.5 Planificare producţie - instrucţiuni de lucru - dispozitive de prindere şi de fixare - adecvarea şi valabilitatea calificării sudorilor

- ordinea de sud are şi de asamblare a structurii

- condiţii pentru încercarea în producţie a sudurilor

- condiţii pentru inspecţia sudării - condiţii de mediu înconjurător - igienă şi securitate 1.6 Utilaj

- adecvarea utilajului pentru sudare şi a echipamentului conex

- aprovizionarea, identificarea şi manipularea utilajului şi accesoriilor

- igienă şi securitate 1.7 Operaţii de sudare 1.7.1 Activităţi preliminare - difuzarea instrucţiunilor de lucru

- pregătirea pieselor de îmbinat, poziţionarea şi curăţarea lor

- pregătirea pentru încercare în producţie

- adecvarea spaţiului de lucru, incluzând mediul înconjurător

1.7.2 Sudarea - repartizarea şi instruirea sudorilor

- utilizarea sau funcţia utilajului şi a accesoriilor

- materiale pentru sudare consumabile şi auxiliare

- utilizarea sudurilor de prindere - utilizarea parametrilor procesului de sudare - utilizarea oricărei încercări intermediare

- utilizarea şi metoda pentru preîncălzire, precum şi pentru tratamentul

termic după sudare - ordinea de sudare - tratamentul după sudare 1.8 Încercare 1.8.1 Examinare vizuală - caracterul complet al sudurii - dimensiunile sudurii

- forma, dimensiunile şi toleranţele componentelor sudate

- aspectul îmbinării

1.8.2 Încercări distructive şi examinări nedistructive

- utilizarea încercărilor distructive şi a examinărilor nedistructive

- încercări specia le 1.9 Acceptare suduri

- evaluarea rezultatelor inspecţiei şi a încercărilor

- repararea sudurilor - reevaluarea sudurilor reparate - acţiuni corective 1.10 Documentaţie

- pregătirea şi conţinutul înregistrărilor necesare (incluzând activităţile subcontractate)

1.5 Production planning - working instructions - fastening and fixing devices - welder qualification property and viability- assembling and weld order - weld production tests conditions - weld inspection conditions - environment conditions - security and hygiene

1.6 Equipment - property of welding and related equipmen- equipment and accessories supplying,

identification and manipulation - security and hygiene

1.7 Welding operations 1.7.1 Preliminary operations

- work instruction spreading - joint work pieces preparation, positioning

and cleaning - production test preparation - work space appropriateness, including

environment 1.7.2 Welding

- welder training and repartition - use and operation of the equipment aaccessories - spare and auxiliary welding materials - use of fasten welding parameters - use of welding process parameters - use of any intermediate test - use and reheating method, including thermal treatment after welding - welding order - post weld treatment

1.8 Tst 1.8.1 Visual examination

- complete nature of welding - welding sizes - shapes, sizes and tolerances of weldcomponents - welding appearance

1.8.2 Destructive tests and non destructexaminations - destructive tests and non destructexaminations - special tests

1.9 Weld acceptance - tests and inspection results evaluation - weld fixing - estimating again the fixed weld - correction actions

1.10 Documents - preparing and the content of the necessrecords (including the subcontracted activitie

Page 62: Doctoral Nr1 2010

62 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

3. METODE SIMPLIFICATE DEDETERMINARE A DIMENSIUNILORCORDOANELOR DE SUDURĂ ŞI EFOR-TURILOR CAPABILE ALE ACESTORA

3.1. Metode simplificate de determinare a dimensiunilor cordoanelor de sudură pentrucorniere

În vederea simplificării calculelor de dimensionare a cordoanelor de sudură ale cornierelor de table (gusee)am realizat tabele de dimensionare pentru diversetipuri de oţel. Dimensiunile cordoanelor de sudură aufost stabilite astfel încât sudurile să poată transmite o forţă axială egală cu forţa capabilă la întindere acornierului respectiv. Forţa capabilă la întindere acornie-rului Ncap=A·R unde A este aria cornierului,iar R rezistenţa de calcul a oţelului din care esterealizat cornierul. Alegerea grosimii cordoanelor de sudură s-a făcut considerându-se că piesa de tip guseu are grosimea maimare decât grosimea cornierului (tguseu>1,2tcornier). La dimensionarea lungimii cordoanelor de sudură a fostevitată introducerea în îmbinare a unor momenteîncovoietoare, astfel momentul forţei F1 (preluată desudura 1) faţă de axa cornierului trebuie fie egal cumomentul forţei F2 (preluată de sudura 2) faţă de axacornierului. Aria de sudură necesară transmiteri forţeicapabile la întindere a cornierului respectiv secalculează cu relaţiile:

3. SIMPLIFIED METHODS FOR WELDING SEAMS CALCULUS AND THEIR STRAIN

3.1. Simplified Methods for Welding Seam Calculus for Angle Bars

To simplify the welding seam calculus for angle bars jointed to metal sheets we achieved dimensioning tables for different types of steel. The welding seam dimensions were etablished so the weld joints be able to support the same strain as the angle bar itself. The elongation force of the angle bar, Ncap=A.R where A is the angle bar area and R the strain resistance of the bar steel. The choice of the welding seam thickness was made considering that the work piece thickness is greater that the angle bar thickness. For dimensioning the welding seams, the introduction of deflection moments was avoided, so the moment of the force F1 (taken over weld 1) related to the axial line of the bar must be equal the moment of the force F2 (taken over weld 2) related to the axial line of the bar. The welding joint area able to transmit the elongation force is calculated as follows:

fs

caps R

NA = ,

be

RN

beAA 2

fs

cap2s1s ⋅== ,

be

RN

beAA 1

fs

cap1s2s ⋅==

În relaţii s-au folosit notaţii conform figurii alăturate. Lungimile efective ale cordoanelor de sudură (ls ef) se obţin din lungimile de calcul (ls) la care se adaugă două grosimi ale cordoanelor (a) ls ef = ls+2a. Valorile lungimilor cordoanelor de sudură au fost rotunjite superior la multiplu de 0,5cm. Calculele sunt realizate astfel încât să se obţină celemai mici lungimi ale sudurilor, dar ariile de sudurădate în tabele pot folosi şi pentru alte situaţii (lungimimai mari şi grosimi mai mici, în cadrul aceleiaşi arii desudură). Bineînţeles, dimensiunile sudurilor trebuie săîndeplinească şi criteriile constructive specificeprivitoare la limi-tele minimă şi maximă a lungimilorsudurilor. În cazul solicitărilor de compresiune,valoarea ariei necesare de sudură va fi corectată cucoeficientul de flambaj φ al barelor (cornierelor).

The used notations are according to the next figure. The effective welding seams (ls ef) are obtained from the calculus length (ls) completed with two seam thikness (a) ls ef = ls+2a.

The weld seam length were rounded up to 0,5cm multiple. The calculus is made for obtaining the smallest welding seam length, but their areas may be used in different situations (greater length and smaller thickness, in the same welding area). Naturally, the welding seam dimensions must be in conformity with the dimensional constructive criteria limits of the welding seam lenth.

Page 63: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 63

Cornier cu aripi egale din otel ol37 (s235) A e forta As As1 As2 a1 a2 ls,ef 1 ls,ef 2 Aria cornier capabila

tip profil (cmp) (cm) (kN) (cmp) (cmp) (cmp) (mm) (mm) (cm) (cm) 50x50x5 4,8 1,4 211,2 7,0 4,9 2,1 4 3 13,5 8,0 50x50x6 5,69 1,45 250,36 8,3 5,8 2,5 5 4 13,0 7,5 50x50x7 6,56 1,49 288,64 9,6 6,7 2,9 5 4 14,5 8,0 60x60x5 5,82 1,64 256,08 8,5 6,0 2,6 4 3 16,0 9,5 60x60x6 6,91 1,69 304,04 10,1 7,1 3,0 5 4 15,5 8,5 60x60x8 9,03 1,77 397,32 13,2 9,3 4,0 6 5 17,0 9,0 60x60x10 11,1 1,85 488,4 16,3 11,4 4,9 8 7 16,0 8,5 70x70x6 8,13 1,93 357,72 11,9 8,3 3,6 5 4 18,0 10,0 70x70x7 9,4 1,97 413,6 13,8 9,7 4,1 6 4 17,5 11,5 70x70x8 10,6 2,01 466,4 15,5 10,9 4,7 6 5 19,5 10,5 70x70x9 11,9 2,05 523,6 17,5 12,2 5,2 7 6 19,0 10,0 70x70x10 13,1 20,9 576,4 19,2 13,4 5,8 8 7 18,5 10,0 80x80x6 9,35 2,17 411,4 13,7 9,6 4,1 5 4 20,5 11,5 80x80x8 12,3 2,26 541,2 18,0 12,6 5,4 6 5 22,5 12,0 80x80x10 15,1 2,34 664,4 22,1 15,5 6,6 8 7 21,0 11,0 90x90x8 13,9 2,5 611,6 20,4 14,3 6,1 6 5 25,0 13,5 90x90x9 15,5 2,54 682 22,7 15,9 6,8 7 6 24,5 13,0 90x90x11 18,7 2,62 822,8 27,4 19,2 8,2 9 7 23,5 13,5 100x100x8 15,5 2,74 682 22,7 15,9 6,8 6 5 28,0 15,0 100x100x10 19,2 2,82 844,8 28,2 19,7 8,4 8 7 26,5 13,5 100x100x12 22,7 2,9 998,8 33,3 23,3 10,0 10 8 25,5 14,5 120x120x10 23,2 3,31 1020,8 34,0 23,8 10,2 8 7 31,5 16,0 120x120x12 27,5 3,4 1210 40,3 28,2 12,1 10 8 30,5 16,5 130x130x12 30 3,64 1320 44,0 30,8 13,2 10 8 33,0 17,5 130x130x14 34,7 3,72 1526,8 50,9 35,6 15,3 11 9 35,0 19,0 130x130x16 39,3 3,8 1729,2 57,6 40,3 17,3 13 11 34,0 18,0 140x140x12 32,5 3,9 1430 47,7 33,4 14,3 10 8 36,0 19,0 140x140x14 37,6 3,98 1654,4 55,1 38,6 16,5 11 9 37,5 20,5 140x140x16 42,2 4,2 1856,8 61,9 43,3 18,6 13 11 36,0 19,0 150x150x14 40,3 4,21 1773,2 59,1 41,4 17,7 11 9 40,0 21,5 150x150x16 45,7 4,29 2010,8 67,0 46,9 20,1 13 11 39,0 20,5 150x150x18 51 4,37 2244 74,8 52,4 22,4 15 12 38,0 21,5 160x160x12 37,4 4,39 1645,6 54,9 38,4 16,5 10 8 40,5 21,5 160x160x14 43,3 4,47 1905,2 63,5 44,5 19,1 11 9 43,0 23,0 160x160x16 49,1 4,55 2160,4 72,0 50,4 21,6 13 11 41,5 21,5 160x160x18 54,8 4,63 2301,6 76,7 53,7 23,0 15 12 39,0 22,0

Page 64: Doctoral Nr1 2010

64 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Cornier cu aripi egale din otel ol37 (s235) prinse cu aripa mare A e forta As As1 As2 a1 a2 ls,ef 1 ls,ef 2 aria cornier capabila

tip profil (cmp) (cm) (kN) (cmp) (cmp) (cmp) (mm) (mm) (cm) (cm) 60x30x5 4,29 2,15 188,76 6,3 4,4 1,9 4 3 12,0 7,0 60x30x6 5,08 2,2 223,52 7,5 5,2 2,2 4 4 14,0 6,5 60x40x5 4,79 1,96 210,76 7,0 4,9 2,1 4 3 13,5 8,0 60x40x6 5,68 2 249,92 8,3 5,8 2,5 5 4 13,0 7,0 60x40x7 6,55 2,04 288,2 9,6 6,7 2,9 6 4 13,0 8,0 65x50x6 6,58 2,04 289,52 9,7 6,8 2,9 5 4 14,5 8,0 65x50x7 7,6 2,08 334,4 11,1 7,8 3,3 6 4 14,5 9,5 65x50x8 8,6 2,11 378,4 12,6 8,8 3,8 6 5 16,0 9,0 65x50x9 9,58 2,15 421,52 14,1 9,8 4,2 7 6 15,5 8,5 75x50x7 8,31 2,48 365,64 12,2 8,5 3,7 6 4 15,5 10,0 80x60x7 9,38 2,51 412,72 13,8 9,6 4,1 6 4 17,5 11,5 80x65x6 8,41 2,39 370,04 12,3 8,6 3,7 5 4 18,5 10,5 80x65x8 11 2,47 484 16,1 11,3 4,8 6 5 20,5 11,0 80x65x10 13,6 2,55 598,4 19,9 14,0 6,0 8 7 19,5 10,0 90x60x6 8,69 2,89 382,36 12,7 8,9 3,8 5 4 19,0 10,5 90x60x8 11,4 2,97 501,6 16,7 11,7 5,0 6 5 21,0 11,0 100x50x8 11,4 3,59 501,6 16,7 11,7 5,0 6 5 21,0 11,0 100x50x10 14,1 3,67 620,4 20,7 14,5 6,2 8 7 20,0 10,5 100x75x7 11,9 3,06 523,6 17,5 12,2 5,2 6 4 22,0 14,0 100x75x9 15,1 3,15 664,4 22,1 15,5 6,6 7 6 23,5 12,5 100x75x11 18,2 3,23 800,8 26,7 18,7 8,0 9 7 23,0 13,0 120x80x8 15,5 3,83 682 22,7 15,9 6,8 6 5 28,0 15,0 120x80x10 19,1 3,92 840,4 28,0 19,6 8,4 8 7 26,5 13,5 120x80x12 22,7 4 998,8 33,3 23,3 10,0 10 8 25,5 14,5 150x90x10 23,2 5 1020,8 34,0 23,8 10,2 8 7 31,5 16,0 150x90x12 27,5 5,08 1210 40,3 28,2 12,1 10 8 30,5 17,0 150x100x10 24,2 4,8 1064,8 35,5 24,8 10,6 8 7 33,0 17,0 150x100x12 28,7 4,89 1262,8 42,1 29,5 12,6 10 8 31,5 17,5 150x100x14 33,2 4,97 1460,8 48,7 34,1 14,6 11 9 33,5 18,0

Page 65: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 65

Cornier cu aripi egale din otel Ol37 (s235) prinse cu aripa mică

A e forta As As1 As2 a1 a2 ls,ef 1 ls,ef 2

aria cornier

capabila

tip profil (cmp) (cm) (kN) (cmp) (cmp) (cmp) (mm) (mm) (cm) (cm) 60x30x5 4,29 2,15 188,76 6,3 4,7 1,6 4 3 13,0 6,0 60x30x6 5,08 2,2 223,52 7,5 5,6 1,9 5 4 12,5 5,5 60x40x5 4,79 1,96 210,76 7,0 5,3 1,8 4 3 14,0 6,5 60x40x6 5,68 2 249,92 8,3 6,2 2,1 5 4 13,5 6,0 60x40x7 6,55 2,04 288,2 9,6 7,2 2,4 6 4 13,5 7,0 65x50x6 6,58 2,04 289,52 9,7 7,2 2,4 5 4 15,5 7,0 65x50x7 7,6 2,08 334,4 11,1 8,4 2,8 6 4 15,5 8,0 65x50x8 8,6 2,11 378,4 12,6 9,5 3,2 6 5 17,0 7,5 65x50x9 9,58 2,15 421,52 14,1 10,5 3,5 7 6 16,5 7,5 75x50x7 8,31 2,48 365,64 12,2 9,1 3,0 6 4 16,5 8,5 80x60x7 9,38 2,51 412,72 13,8 10,3 3,4 6 4 18,5 9,5 80x65x6 8,41 2,39 370,04 12,3 9,3 3,1 5 4 19,5 8,5 80x65x8 11 2,47 484 16,1 12,1 4,0 6 5 21,5 9,5 80x65x10 13,6 2,55 598,4 19,9 15,0 5,0 8 7 20,5 8,5 90x60x6 8,69 2,89 382,36 12,7 9,6 3,2 5 4 20,5 9,0 90x60x8 11,4 2,97 501,6 16,7 12,5 4,2 6 5 22,5 9,5 100x50x8 11,4 3,59 501,6 16,7 12,5 4,2 6 5 22,5 9,5 100x50x10 14,1 3,67 620,4 20,7 15,5 5,2 8 7 21,0 9,0 100x75x7 11,9 3,06 523,6 17,5 13,1 4,4 6 4 23,0 12,0 100x75x9 15,1 3,15 664,4 22,1 16,6 5,5 7 6 25,5 10,5 100x75x11 18,2 3,23 800,8 26,7 20,0 6,7 9 7 24,0 11,0 120x80x8 15,5 3,83 682 22,7 17,1 5,7 6 5 30,0 12,5 120x80x10 19,1 3,92 840,4 28,0 21,0 7,0 8 7 28,0 11,5 120x80x12 22,7 4 998,8 33,3 25,0 8,3 10 8 27,0 12,0 150x90x10 23,2 5 1020,8 34,0 25,5 8,5 8 7 33,5 14,0 150x90x12 27,5 5,08 1210 40,3 30,3 10,1 10 8 32,5 14,5 150x100x10 24,2 4,8 1064,8 35,5 26,6 8,9 8 7 35,0 14,5 150x100x12 28,7 4,89 1262,8 42,1 31,6 10,5 10 8 34,0 15,0 150x100x14 33,2 4,97 1460,8 48,7 36,5 12,2 11 9 35,5 15,5

Page 66: Doctoral Nr1 2010

66 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

3.2. Determinarea dimensiunilor cordoanelor desudură şi a eforturilor capabile ale acestorafolosind tabele de dimensionare

În tabelele următoare, prima coloană reprezintăgrosimea de calcul a sudurii şi prima linie prezintălungimea de calcul a cordoanelor de sudură. Notaţiilefolosite sunt prezentate în figura alăturată.

3.2. Welding Seam Dimensions Determination and Their Effective Strains Using Dimensioning Tables

In the following table, the first column is the calculated welding seam thickness and the first line is the calculated welding seam length. The notations used are presented in the next figure.

Dimensionarea lungimii de calcul a cordoanelorde sudură Pentru determinarea dimensiunilor cordoanelor desudură, tabelul se utilizează astfel: - Se alege grosimea de calcul a cordoanelor de

sudură, as , în funcţie de grosimea pieselor ceurmează a fi îmbinate;

- -Se parcurge tabelul pe rândul ce corespundegrosimii alese a cordonului, până la întâlnirea valorii efortului capabil, Ncap, la care se dimen-sionează îmbinarea;

- -Se parcurge tabelul pe coloana ce corespundevalorii efortului la care se dimensionează îmbina-rea până la primul rând;

- -Valoarea înscrisă în prima linie, astfel obţinută,este lungimea de calcul a cordonului de sudură cugrosimea ls cu grosimea as ce poate preluaforţa Ncap.

Determinarea efortuirilor capabile ale cordoa-nelor de sudură Pentru determinarea eforturilor capabile alecordoanelor de sudură, tabelul se utilizează astfel: - Se alege grosimea de calcul a cordoanelor de

sudură, as , în funcţie de grosimea pieselor ceurmează a fi îmbinate;

- Se alege lungimea de calcul a cordoanelor desudură, ls, în funcţie de geometria îmbinării;

- Valoarea înscrisă în căsuţa corespunzătoareintersecţiei între rândul ce corespunde grosimiialese a cordonului şi coloana ce corespundelungimii de calcul a cordonului de sudură, estevaloarea efortului capabil Ncap ce poate fipreluat de sudură.

The dimension of the calculated welding seams, using tables. For welding seam dimensioning, the table is used as follows: - Select the calculated welding seams “as”,

according to the thickness of the work pieces to be jointed;

- Read the selected thickness corresponding line

until reaching the Ncap strain in the joint; - Read the dimensioning strain corresponding

column to the first line. - The value obtained in this way, is the

calculated welding seam length with ls thickness with as thickness that can take over the force Ncap.

The welding seams effective strain determination For determinations of the welding seams effective strains, the table is used as follow: - Select the calculus welding seams, according to

the thickness of workpieces to be jointed; - Select the calculus welding seams, according to

the joint geometry; - The value corresponding to the cross of the two

welding seam thickness is the value of the effective strain N to be supported by the weld.

Page 67: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 67

Page 68: Doctoral Nr1 2010

68 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

3.3. Determinarea dimensiunilor cordoanelor desudură şi a eforturilor capabile ale acestora folosind diagramele de dimensionare

Dimensionarea lungimii de calcul a cordoanelorde sudură În diagramele urmatoare, ordonata reprezintă grosimeade calcul a sudurii as şi abscisa reprezintă lungimea de calcul a cordoanelor de sudură ls.Folosirea graficuluipentru determinarea lungimii de calcul a cordoanelor desudură, se face în felul următor: -Se alege grosimea de calcul a cordoanelor de sudură, as , în funcţie de grosimea pieselor ce urmează a fi îmbinate; -Se parcurge diagrama din punctul ce corespundegrosimii cordonului as paralel cu abscisa, până laîntâlnirea curbei corespunzătoare valorii efortului Ncap la care se dimensionează îmbinarea; -Din punctul astfel obţinut se parcurge diagrama paralel cu ordonata, în jos, până la întâlnirea abscisei; -Valoarea înscrisă pe abscisă reprezintă este lungimeade calcul a cordonului de sudură ls cu grosimea as ce poate prelua forţa Ncap. Determinarea eforturilor capabile ale cordoa-nelor de sudură Folosirea graficului pentru determinarea eforturi-lor capabile ale sudurilor,se face în felul următor: - Se alege grosimea de calcul a cordoanelor desudură, as , în funcţie de grosimea pieselor ceurmează a fi îmbinate; - Se alege lungimea de calcul a cordoanelor de sudură, ls, în funcţie de geometria îmbinării; - Se parcurge diagrama din punctul ce corespun-de grosimii cordonului as paralel cu abscisa şi dinpunctul ce corespunde lungimii de calcul acordonului de sudură ls paralel cu ordonata. - Valoarea înscrisă pe curba corespunzătoareacestei intersecţii reprezintă valoarea efortului Ncapal sudurii cu grosimea as şi lungimea ls.

3.3. Welding Seam Dimension Determination and Their Effective Strains Using Dimensioning Diagrams

The dimension of the calculated welding seams, using diagrams In the following diagrams, the ordinate represents the calculated welding seam thickness and the abscissa is the calculated welding seam length. Use the diagram as follows: - Select the calculated welding seams as, according to the thickness of work pieces to be jointed; - Scan horizontally the diagram from the thickness as corresponding point until reaching the dimensioning force Ns corresponding curve; - From this point scan down vertically, until reaching the abscissa; - The abscissa value pointed here is the calculated welding seam length with ls thickness with asthickness that can take over force Ncap. Effective Strain Determination of WeldingSseams The use of the diagram for the effective strains determination of the welding seams is as follow: - Select the calculus welding seams, according the thickness of the workpieces to be jointed; - Select the calculus welding seams, according to the joint geometry; - Scan the diagram from the correspondent welding seam thickness point to the calculus welding seams - The value corresponding to the cross of the two welding seams thickness is the value of the effective strain N with thickness as and ls length.

Page 69: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 69

4. VERIFICAREA CALITĂŢII ÎMBINĂRILORSUDATE

Pe tot parcursul procesului de realizare a uneiîmbinări sudate pot apărea diverşi factori care săducă la nerealizarea calităţii dorite. Implicaţiilenerealizării calităţii dorite la o îmbinări sudată potfi catastrofale iar numărul îmbinărilor într-o construcţie metalică sudată este foarte mare. Controlul calităţii produselor metalice reprezintăuna din fazele esenţiale fabricaţiei. Importanţacontrolului a crescut pe măsura creşterii cererii deproduse metalice din economie. Dintre factorii ceau determinat intensificarea preocupărilor pentrucontrolul produselor se menţionează: a) Evoluţia tehnologiilor de vârf din construcţiile

aerospaţiale, a echipamentelor pentru centraleelectrice nucleare, utilaje chimice speciale etc.

b) Intensificarea preocupărilor pentru realizareaunor produse şi construcţii de dimensiuni mari,în diferite ramuri ale industriei;

c) Extinderea domeniului de utilizare a proce-deelor de sudare pentru asamblarea nedemon-tabilă a produselor şi construcţiilor din metal.

d) Necesitatea asigurării calităţii produselor şi obligativitatea garantării fiabilităţii acestora.

e) Introducerea unui concept nou, în realizareaîmbinărilor sudate, denumit de "fitness for purpose" în care toate etapele de la concepţiaşi până la realizarea produsului suntsubordonate calităţii şi eficienţei acesteia.

Asigurarea calităţii produselor este riguros condi-ţionată de aplicarea şi promovarea unor metode şitehnologii moderne, eficiente şi sigure, de control petoată durata execuţiei şi a exploatării. Dezvoltareatehnologiilor de sudare a condus de asemenea ladezvoltarea şi diversificarea rapidă a metodelordefectoscopiei nedistructive. Cererea de produse cucele mai fine imperfecţiuni de materiale a determinatdezvoltarea defectoscopiei. Extinderea controlului vizual de suprafaţă s-a făcut cu lichide penetrante de contrast, metodele magneticebazate pe câmpul de dispersie şi curenţi turbionari etc.Pentru investigaţii de adâncime s-a dezvoltat metodaultrasonică modernizându-se în sensul realizăriiimaginii discontinuităţilor, prelucrării automate arezulta-telor cu ajutorul calculatorului. Defectoscopia reprezintă un ansamblu de procedeepentru examinarea materialelor, pieselor şi îmbinărilor,în scopul punerii în evidenţă a defectelor acestora(fisuri, goluri, incluziuni etc.) prin metode nedistructive.

4. WELDED JOINTS QUALITY CHECK

Various elements can occur along the welded joint making process leading to an undesirable quality. The implication of not reaching the desired quality of the welded joints may be catastrophic, and the number of welds of a metallic construction is very big. The quality check of the metallic products is one of the essential manufacturing phases. The quality check importance has grown in proportion with the metalwork request. Between the factors that have determined the intensification of the concern over quality control we can mention: a) Cutting edge spatial technologies evolution,

nuclear equipments, special chemical equipments etc.;

b) The intensification of the concern to manufacture big metal produces and constructions;

c) The extension of the welding procedures in the nondemountable metal produces and construction field ;

d) Quality and reliability assurance necessity obligation;

e) Introduction of a new concept for weld junctions, named “fitness for purpose”, where all stages from the conception to achievement are subordinated to quality and efficiency.

The produces quality assurance strictly depends on the implementation and promotion of a modern, reliable and efficient control technologies on the whole process of execution and operation.. Weld technologies development has led to a fast diversification of the nondestructive defectoscopy methods. The thinnest imperfections of the materials has led to defectoscopy development. The extension of the surface visual control has been made with penetrating contrast liquids, magnetic methods dispersion field and eddy (Foucault) currents etc. For profundity investigations the discontinuity image display and the computer updating ultrasonic methods have been developed.

Defectoscopy is a set of procedures for examiningthe work pieces materials and joints, to mark their defects (cracks, holes, inclusions) by non destructive methods.

Page 70: Doctoral Nr1 2010

70 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Prin defectoscopie nedistructivă se urmăreşteidentificarea defectelor, determinarea naturii şidimensiunile acestora: poziţia, orientarea, mărimea,şi de a emite decizii de acceptare, remediere saurefuz. Încadrarea unui produs, în funcţie de defecteleconţinute, în categoria produselor acceptate,remediabile sau rebuturi se face în funcţie decriteriile de admisibilitate sau limitele deadmisibilitate prescrise în documentaţii de execuţie,norme şi standarde. Obţinerea unor informaţi exactedespre defecte (natură, mărime, poziţie) poate duce laidentificarea cauzelor şi stabilirea măsurilor decorectare a execuţiei sau a tehnologiei şi poateconduce la soluţii optime de remediere. Dezvoltarea defectoscopiei nedistructive esteimpusă şi are ca efect eficienţa economică. Eficienţa economică rezultă din: - reducerea cheltuielilor materiale, a forţei de

muncă şi a timpului afectat controlului; - reducerea duratei de folosire a tehnologiilor de

execuţie; - mărirea productivităţii şi ritmicităţii muncii; - reducerea rebuturilor puse în operă; - preîntâmpinarea pierderilor în producţie şi în

exploatare datorate folosirii rebuturilor; - reducerea cheltuielilor de exploatare şi întreţinere;- îmbunătăţirea calităţii produselor, prin mărirea

preciziei controlului; - mărirea durabilităţii şi fiabilităţii de funcţionare a

produselor; - creşterea gradului de siguranţă a exploatării; - reducerea coeficienţilor de siguranţă în proiectare;- micşorarea gradului de risc şi evitarea pierderilor

provenite din avarii; - găsirea operativă a cauzelor deficienţelor

constatate şi aplicarea corecţiilor optime. Din cele arătate anterior rezultă necesitateaoptimizări controlului calităţii îmbinărilor sudate.În funcţie de importanţa sudurilor se alege unanumit procent din totalul sudurilor ce urmează a fiverificate, acest procent putând atinge 100%. Alegerea sudurilor ce urmează a fi verificate sestabileşte de către proiectant în caietul de sarcini.Proiectantul, cunoscând starea de eforturi înstructură, zonele cu sudură de montaj şi peste cap,este cel mai în măsură să hotărască numărul şilocul sudurilor a căror calitate va fi verificată,metoda folosită şi nivelul de acceptabilitate adiscontinuităţilor. Acestea se vor indica clar peplanşe şi vor putea fi suplimentate după controlulvizual.

By nondestructive defectoscopy one observes the defect identification, their nature and sizes: position, orientation, size and the statement decisions for acceptance, rejection or remedy of the piece. According the defect content, the inclusion of a product in the accepted, rejected, remediable categories is made according the admissibility criteria or the admissibility limits, prescribed by the execution documentations, norms and standards. Obtaining the exact information on the defects (nature, size, and position) may lead to cause identification and to set up measures for execution or technology correction and also for adequate remedial solutions. The nondestructive defectoscopy is required and has as an effect economic efficiency. Economic efficiency results from: - reduction of expenses, labour and control

time; - time reduction of execution technologies ; - improvement of work rate and productivity; - reduction of rubbish; - prevention of production and running losses

due to rubbish use; - reduction of running and maintenance

expenses; - enhancement of produce quality by control

precision development; - durability and reliability improvement; - safe operating rate improvement; - safety design coefficient reduction; - reduction of risk degree and failure loss; - operational determination of discovered

deficiency causes and implementation of adequate corrections.

From the above-mentioned, the necessity of optimizing the welding quality check results. According the weld significance, a checked weldpercentage is selected, this rate being able to reach 100%. The selection of welds to be checked is set by the designer in the contract conditions. The designer, knowing the structure strain status, the mounting welds., is the best person that can decide the number and the place of the welds to be checked, the checking method and the discontinuities acceptability. All this will be clearly indicated on plans and may be supplemented after the visual check.

Page 71: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 71

Orice verificare a calităţii îmbinărilor sudate prinîncercări nedistructive parcurge următoareaschemă logică.

Examinarea aspectului se face: vizual în procent de 100% pentru toate laminatele, piesele şi îmbinările sudate, pe toată lungimea şi suprafaţa lor, înainte de vopsirea elementelor şi după îndepărtarea zgurii, în condiţiile prevăzute în tabelul 2 (conform C150-99).

Any non-destructive quality check of the welded joints must follow this diagram:

Aspect examination is made: visually at a 100% rate for all laminates, work pieces and welded joints, along their entire length and surface, before painting and after slag removing, according to the conditions in table E.2 (in conformity with C150-99).

Tabel 2. Examinări nedistructive pe fază ale îmbinărilor sudate – Metode şi procente –[2]

FAZA VERIFICAREASPECT

VERIFICARE DIMENSIUNI

GEOMETRICE

UV LP+PM Nr. Crt.

NIVELUL DE ACCEPTABILITATE B C D B C D B C D B C D

1 La scoaterea laminatelordin depozit

100 100 100

2 Dupa operatiile de debitar(margini libere sau rosturcare se sudeaza)

100 100 100 20 15 10

3 După operaţiile deprelucrare a rosturilor

100 100 100 20 15 10

4 După prelucrarea rădăcinii 100 100 100 5 După fiecare trecere 100 100 100

25 10 5 6 Pe faza finală 100 100 100 20 15 10 10 5

7 După remedieri 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100

ADMITTED REPARABLE REJECTED

(defects)

NONDESTRUCTIVE CHEKS

INSTRUCTIONS

INTERPRETATIONS

RELEVANT (discontinuity) FALSE IRRELEVANT

Page 72: Doctoral Nr1 2010

72 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

Table 2 - The phases of the welded joints nondestructive examinations – Methods and rates

PHASE ASPECT CHECK

DIMENSIONS CHECK

UV LP+PM No.

ACCEPTABILITY LEVEL B C D B C D B C D B C D

1 At take out from storage

100 100 100

2 After cutting (free edges or to weld holes)

100 100 100 20 15 10

3 After joints processing

100 100 100 25 15 10

4 After root processing

100 100 100

5 After every pass 100 100 100 25 10 5 6 On final phase 100 100 100 20 15 10 10 5

7 After remedial works

100 100 100 100 100 100 Notă: - Nivelul de acceptibilitate pentru discontinuităţi: B -nivel sever; C - nivel intermediar; D - nivel moderat. - Pentru îmbinări executate la montaj pe şantier,procentajele examinate se dublează (dimensiunigeometrice, examinarea UV). - Examinarea cu lichide penetrante şi particulemagnetice se foloseşte în cazuri speciale, prinprescriere în caietul de sarcini, cu acordul părţilor.

Note: - Discontinuities acceptability level: B – severe level; C- medium level; D- reduced level. - For the joining executed on site, the checking rate is doubled (dimensions, UV examination); - In some special occasions, penetration liquids examination and magnetic particle examination is used, by stipulation in the contract conditions, with the agreement of the parts.

4.1. Criterii de alegere a zonelor de examinare

Alegerea judicioasă a zonelor sudurilor pieselormetalice ce urmează a fi supuse examinării conducela obţinerea unor produse fiabile, măreşte eficienţainvestigaţiilor şi scade preţul. Probabilitatea cumulatăde deteriorare depinde în esenţă de trei factori: factoride fabricaţie, factori de exploatare şi factori desolicitare generală reflectaţi prin proiectare. Din punctul de vedere al probabilităţii de formare şide localizare a imperfecţiunilor în procesul derealizare a sudurii, părţile din piesă (ansamblu), carese recomandă a fi luate în consideraţie pentruexaminare nedistructivă sunt: - îmbinările sudate executate în poziţii dificile; - îmbinările sudate de colţ, în general. Din punctul de vedere al probabilităţii de amorsare şide propagare a discontinuităţilor în cursul funcţionării,se recomandă ca examinarea să se realizeze: - în zonele specifice concentrării locale detensiune, determinate de modificări de formă; - în zonele colţurilor şi suprafeţelor de marecurbură unde fenomenele de eroziune şi decoroziune se manifestă mai pregnant; - suprafeţele de contact cu medii corozive ale

4.1.Checking Zones Examination Criteria

The proper selection of the welded zones to be checked leads to a reliable production, increases the investigation efficiency, and reduces the price. The combined probability of faults depends essentially on three elements: production, running and general stress elements design reflected. From the point of view of weld imperfection and location, the recommended parts (assemblage) to be checked by nondestructive examination, are: - difficult position joined weld; - corner welding, generally. From the point of view of the discontinuities set in and propagation during operation, the following elements are recommended to be examined:

- the specific area with local stress concentration, due to shape change;

- in the corners and curvatures areas, where the corrosion and erosion phenomena are most frequent;

- the surface contacts with corroding media of some materials with strong tendency to stress cracks corrosion .

Page 73: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 73

unor materiale cu pronunţată tendinţă la coroziunefisurată sub tensiune. Considerarea factorului de solicitare este importantă mai ales pentru structuri şisubansambluri mai complexe. Din acest punct devedere se recomandă ca examinarea să fieconcentrată: - în zonele supuse la solicitarea de întindere aleîmbinările sudate; - la îmbinările sudate meridionale, dirijate pedirecţia generatoarei recipientelor sub presiune; - în zona de intersectare (suprapunere) a douăîmbinări sudate; - în zona rădăcinii cusăturii şi în zone aflate subdublă influenţă termică, ca de exemplu laîmbinările sudate ale corpurilor şi pieselor placateşi/sau încărcate cu sudură; - la îmbinările sudate de colţ, în special a celorsolicitate la întindere sau forfecare şi încovoiere.

The stress element consideration is important especially for more complexes structures and subassemblies. From this point of view it is recommended that the examination to be concerned with:

- the elongation stress areas of the welded joints; - the meridional welded joints, oriented on the

pressure tank generatrix; - the intersection area in two weld junctions; - the weld root area and the double thermal

affected areas, like the plated and/or welded joints of pieces and frames;

- corner welding, especially the ones subjected to

elongation or tear and curving.

4.2. Imperfecţiuni şi defecte la îmbinări sudate Imperfecţiune reprezintă orice abatere de la formă,dimensiune, masă, aspect, compactitate, structură,compoziţie chimică sau proprietăţi mecanice şi fizice,prescrise în standarde, norme de produs saudocumentaţie de execuţie. Defectul este imperfecţiunea ce depăşeşte mărimeaadmisibilă pentru clasa de calitate proiectată.Depăşirea se compară cu valoarea absolută aimperfecţiunii admise. Discontinuitatea cuprinde întreaga sferă aimperfecţiunilor, cu excepţia abaterilor de formă şi dedimensiune. Discontinuităţile întâlnite obişnuit sunt:suflura, golul sau cavitatea, retasuri, incluziuni solide,fisura, crusta şi crestătura. Suflura, golul sau cavitatea se pot forma prindegajarea de gaze (azot, hidrogen, sulf, oxigen) prin scăderea solubilităţii acestor gaze, în masa metalului,în timpul răcirii. Suflurile şi cavităţile pot avea formesferoidale sau tubulare (vermiculare), lungimea celortubulare putând atinge lungimi de sute de milimetri şifiind orientate pe direcţia gradientului de temperatură. Retasurile sunt goluri formate în urma procesului derăcire şi solidificare, procese care se desfăşoarăneuniform. Retasurile pot fi închise sau deschise. Incluziunile solide sunt materiale nemetalicesolidificate în masa metalului. Se formează întimpul reacţiilor de reducere din baia metalică. Înmod normal acestea, având temperatura de topiremai mică decât a metalului de bază şi densitate maimică, "curg" spre suprafaţă. În cazul răcirii cuviteză mare, nu au timp să se ridice la suprafaţă şirămân încorporate sub formă de picături.Materialele incorporate în metalul de bază pot fi:zgură, oxid de grafit, diverse metale. Incluziunile

4.2.Weld Joints Imperfections and Faults

Imperfection represents any form, dimension, mass, look, compacticity, chemical composition or physical and mechanic proprieties deviation from standards, norms, or execution documentation prescribed . Fault is the imperfection that exceeds the class admitted size. Exceeding is compared with the admitted imperfection absolute value. Discontinuity covers all the imperfection range, except the form and dimension deviation. The blow, hole or cavity may be formed by gas emission (nitrogen, hydrogen, sulfur, oxygen) due to their soluble ness reduction in the metal mass, during cooling. Blows and cavities may be on spherical or tubular (vermiform) shapes, the tubular blow length may reach hundreds of millimeters and being oriented temperature gradient direction. Cavities are holes due to cooling and solidifying, i.e a non uniform developed process. Cavities may be open or closed. Solid inclusions are nonmetallic materials solidified in the metal mass. These are formed in the reduction reaction duration. Having a lower melting temperature and lower density, they “run” to the surface. In the case of high speedcooling, these have no time to run to the surface and remain included as drops. The materials included in the base material may be: slag, graphite oxide, various metals. Inclusions may be

Page 74: Doctoral Nr1 2010

74 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010

pot fi: izolate, aliniate sau grupate. Fisurile sunt crăpături înguste la suprafaţa sau în interiorul metalului. Sunt cel mai periculos defect,datorită comportării la oboseală. Fisurile se producîn timpul solidificării (fisură la cald) sau la răcire(fisură la rece), datorită pierderii locale aplasticităţii ca urmare a fragilizării materialului înspecial prin hidrogenare în cursul răcirii sau atratamentului termic. Fisura poate apărea şi caurmare a nivelului ridicat de tensiuni interne deîntindere, precum şi datorită formării unorconstituenţi duri instabili, cu coeficienţi de dilatare (contracţie) diferiţi de cei ai materialului de bază. Lipsa de topire şi de pătrundere este imperfecţiunetipică îmbinării sudate, fiind rezultatul amesteculuinecorespunzător dintre metalele ce se îmbină datorităfuziunii incomplete a uneia din componente. Ca urmare, în locul unei legături metalice se realizează osuprapunere de material separat printr-un spaţiu gazos.În unele situaţii materialul nici nu pătrunde în întregvolumul destinat topiturii. Crusta şi crestătura sunt imperfecţiuni de suprafaţă formate din excrescenţe metalice neregulate cu grosimi variabile, cu margini ascuţite, paralele la suprafaţa piesei şi având o rugozitate pronunţată. Lângă asemenea formaţiuni piesa prezintă denivelări şi crestături.

singular, aligned or grouped. Cracks are thin flows at the surface or inside the metal. These are the most dangerous faults, due to tiredness stress. The cracks are formed in the solidification time (cold crack) or in the cooling time (cool crack) due to local plasticity loss as a consequence of metal frailness especially by hydrogenate in the cooling time, or the thermal treatment loss. The crack may also occur due to internal elongation stress level, and to theapparition of hard constituents, with different dilatation (and contraction) coefficients related to the base material. Lack of fusion and penetration is a weld junction typical imperfection, being the inadequate combination of fused metals, due to one component incomplete fusion. Consequently, in the place of a metal joint, a metal superposing separated by a gas layer is made. In some cases, the materials do not penetrate the whole melting space. The crust and the nock are surface imperfections from metallic excrescences with irregular shapes and various thicknesses, with cutting edges, parallel with the work piece surface and with a high rugosity. Near these structures, the work piece presents nocks and unevenness.

Imperfecţiunile din îmbinările sudate se pot împărţi în şase grupe (conform Institutului Internaţional de Sudură) şi sunt prezentate în tabelul 3. [7] Tabel 3. Imperfecţiunile din îmbinările sudate[7]

Grupa categoria 100 200 300 400 500 600

Denumi-rea imperfecţiunii

Fisuri Cră-pături

Sufluri Cavi-tăţi reta-suri

Inclu-ziuni solide

Lipsă de pătrun-dere Lipsă de topire

Formă defec-tuoasă

Alte imper-fecţi-uni sau defecte

Nr. de tipuri 19 12 5 5 24 7

The weld imperfections may be divided into six groups (according to the International Welding Institute and they are presented in the table 3 [7].

Table 3 The weld imperfections Group category

100 200 300 400 500 600

Imper-fection name

Clea-vages cracks

Blows cavi-ties

Solid inclu-sions

Penetra-tion lack Melt lack

Imper-fect shape

Other imperfec-tions or faults

Type number 19 12 5 5 24 7

4.3. Alegerea metodei de verificare a calităţii îmbinărilor sudate Prin dezvoltarea infrastructurii de evaluare şicertificare a conformităţii, se urmăreşte asigurarea,simplificarea controlului calităţii structurilor sudate şireducerea semnificativă a numărului de încercări curadiaţii penetrante, asigurarea serviciilor de evaluarea conformităţii în acord cu prevederile directivelorsau standardelor europene armonizate asociatdirectivelor, necesare atât autorităţilor publice înprocesul de supraveghere a pieţei, cât şiproducătorilor, pentru îndeplinirea obligaţiilor lor,derivate din prevederile directivelor.

4.3.Selection of the Weld Junction Quality Check Method By developing the evaluating and conformity certification infrastructure, it follow the assurance, the weld junction quality check simplification and the significant reduction of the penetration ray test number is intended, as well as the insurance of the evaluating service conformity according ton the European directives and harmonized standards. They are necessary to the public authorities in the market supervision, as s well as to the producers to carry out their tasks, according the

Page 75: Doctoral Nr1 2010

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2010 75

Încercări pentru verificarea calităţii sudurilor suntnecesare producătorilor de profile metalice sudate,realizatorilor de construcţii metalice, realizatorilor deconducte metalice şi recipienţi metalici,constructorilor de maşini de ridicat, şantierelornavale, etc. Ele pot folosi în toate ramurile industrieicare se ocupă cu producerea, prin sudură, a diversepiese sudate, subansambluri sau produse finite,pentru testarea calităţii produselor. Încercările ce seau în vedere, au fost alese astfel încât rezultateleobţinute să ofere informaţii privind capacitateaîmbinărilor de a realiza refacerea continuităţiimaterialului de bază, dar şi cu scopul de a sprijiniproducătorii autohtoni în vederea obţinerii deproduse şi materiale performante, competitive, înconcordanţă cu cerinţele pieţei europene.

directive statements. The weld junction quality check tests are necessary to the metal profile producers, metal tanks and frame producers, raising machine producers, naval yards etc. These tests may be used for the quality check in all the industrial branches dealing with the various weld work pieces, weld finished pieces and subassembly production. The considered tests were selected so that the obtained results offer information about the junction ability to restore the base material continuity, but also to support the local producers to obtain performing and competitive manufactured products, according to the European market requests.

În tabelul 4. sunt prezentate tipurile de defecte din suduri şi cele mai recomandate metode de detectare a lor. Tab.4. Tipurile de defecte din suduri [3]

Metoda de control Nr. crt.

Natura disconti-nuităţilor

Lichide penetrante

Particule magnetice

Ultrasu-nete

1 Sufluri, pori, cavităţi X B B

2 Incluziuni nemetalice X X B

3 Lipsa de topire B B FB

4 Lipsa de pătrundere FB X B

5 Fisuri B FB B 6 Crestături B B B

7 Exces de pătrundere X X B

8 Subţiere X X S FB – foarte bună; B – bună; S – slabă; X – inutilizabilă

In the Table 4 the most frequent weld faults are presented as well as the most recommended detection tests. Table 4 Weld faults

Checking method No. Disconti-

nuity origin Penetrating liquids

Magnetic particles

Ultrasonic inspection

1 Blows, pores, cavities X A A

2 Nonmetallic inclusions X X A

3 Lack of melt A A VA 4 Lack of

penetration VA X A

5 Cracks A VA A 6 Cuts A A A 7 Penetration

excess X X A

8 Thinning X X NA VA – very adequate; A– adequate; NA non adequate, X – unutilizable

BIBLIOGRAFIE REFERENCES [1]. SR EN 719 Coordonarea sudării – sarcini şi responsabilităţii [2]. Normativ privind calitatea îmbinărilor sudate din oţel ale construcţiilor civile, industriale şi agricole indicativ C150-99.[3]. T. BOHĂŢIEL, E. NĂSTASE - Defectoscopie ultrasonică fizică şi tehnică - Editura Tehnică – BUCURESTI, 1980 [4]. M. VLĂDESCU – Metode uzuale de control nedistructiv - Editura Militară –1967 [5]. S.T. NAZAROV - Defectoscopie nedistructivă a metalelor - Editura Tehnică -BUCURESTI, 1964 [6]. V.I. SAFTA - Încercările tehnologice şi de rezistenţă ale îmbinărilor sudate sau lipite - Editura Sudura - Timişoara, 2006 [7]. V.I. SAFTA, R.MOCANU – Noţiuni de defectologie - ISIM -Timişoara, 1988 [8]. EN 12062 - Controlul nedistructiv al asamblării prin sudare. Reguli generale. [9]. ISO 5817 - Sudare. Îmbinări sudate prin topire din oţel, nichel, titan şi aliajele lor (exclusiv sudare cu fascicol d

electroni). Niveluri de calitate pentru imperfecţiuni. [10]. Nondestructive Evaluation and Quality Control - Volume 17 - Edition Metals Handbook. [11]. Structural welding code-steel - American National Standard 2006 – Editat de American Welding Society (AWS). [12]. WI 00121102 "Welding - Design and nondestructive examination of welds " Association Française de

Normalisation (AFRON) aprobat de CEN/TC 121/SC 5 – Non-destructive examination. [13]. STAS 10108/0-78 - Calculul elementelor din otel