1. EVALUAREA GRAVITĂŢII UNUI DEFECT DE TIP
LIPSĂ DE MATERIAL DEPISTAT PE TAMBURUL
UNEI CENTRALE TERMOENERGETICE ŞI
ELABORAREA TEHNOLOGIEI DE
REPARARE A ACESTUIA
Gheorghe DUMITRU*
, Gheorghe ZECHERU*
*
Universitatea Petrol – Gaze din Ploiesti, Bd. Bucuresti 39, Ploiesti, 100680
e-mail: dgheorghe@upg-ploiesti.ro, gzecheru@upg-ploiesti.ro
Rezumat
În lucrare se prezintă modul de evaluare, cu metodele de nivelul 3 recomandate de API 579 / ASME FFS-1, a unui
defect de tip lipsă de material depistat pe suprafaţa exterioară a mantalei tamburului cazanului de abur al unei
centrale termoenergetice. Sunt analizate mai multe soluţii de realizare a lucrărilor de mentenanţă corectivă pentru
recondiţionarea mantalei tamburului şi repunerea sa în funcţiune, pentru selectarea soluţiei recomandate (prin prisma
cerinţelor din Prescriptiile tehnice ISCIR PT C1-2003 si PT C4/2-2003) fiind utilizate criterii vizând în principal
sudabilitatea materialelor şi comportarea (metalurgică, tehnologică şi în construcţia sudată) la sudare a acestora.
Key words: defect, local metal loss, corrective maintenance,weld, finit element
1. Introducere
În lucrare se prezintă metodologia şi tehnicile de evaluare ale unui defect de tip lipsă de material
depistat pe suprafaţa exterioară a mantalei tamburului cazanului de abur al unei centrale
termoenergetice. Aparatul este de tipul unui vas cilindric orizontal cu lungimea totala L=10350 mm,
Di = 1600 mm şi grosimea de perete a mantalei cilindrice s1 = 60 mm. Parametrii tehnologici:
presiunea maxima pi = 11,5 MPa, temperatura ti = 3400
C si durata de serviciu τs=76 000 h.
Materialul de baza din care este confecţionată mantaua tamburului este AMMO 65, simbol 14 MNDV 5,
standard AFNOR NF 36-210(83).
Defectul a fost identificat cu ocazia unei opriri accidentale a cazanului. La inspectia tamburului s-a
constatat o fisura patrunsa în cordonul de sudura a dopului exterior al unui stuţ de proba Dn20 notat
cu XXVI Ø 25x20x4. Ştutul care a generat anomalia/defectul analizat este amplasat la 600 mm faţă
de reazemul de tip şa şi la 500 mm în vecinatatea completului ştuturilor de alimentre/cădere ecran
notate cu XI, XII, XIV, 3Ø133x20x4, asa cum rezulta din releveele foto în zona deteriorata scanată
în figurile 1.1 si 1.2.

2. Purjarea fluidului ( a apei de alimentare la pi = 11,5 MPa şi ti = 3400
C) prin ″fisura din cordonul de
sudură a ştuţului Dn 20 ″ sub forma unui jet orientat spre mantaua tamburului în imediata apropiere
a ştutului – a creat în timp prin erodare pe suprafaţa exterioară a apartului – un defect de tip lipsa de
material aşa cum rezulta din releveele foto ale mulajului prelevat în figurile 1.3. a., b. Anomalia
este de forma eliptică (fig. 1.3.a) cu extinderea în direcţie axială/longitudinală sp = 95,2 mm,
denumită şi lungimea imperfecţiunii sau defectului şi extinderea în direcţie
circumferenţială/transversală cp = 62 mm, denumită şi lăţimea imperfecţiunii sau defectului.
Adancimea maxima a defectului masurata pe mulajul redat în figura 1.3. b. are valoarea dmax= 30 mm.
a. b.
Fig. 1.1. Poziţionarea zonei deteriorate: a. în secţiunea cu vedere longitudinală; b. desfaşurata tamburului cu
vedere din exterior conform proiectului în zona deteriorată
a.
b.
Fig. 1.2. Procesarea releveelor foto Fig. 1.3. Proiecţia mulajului: a. în plan orizontal; b.
în plan vertical cu vedere laterală din A
Studiul are ca finalitate întocmirea documentaţie de reparare a utilajului prin prisma cerinţelor de
exigenta din prescriptiile tehnice ISCIR PT C1-2003 şi PT C4/2-2003.

3. 2. EVALUAREA APTITUDINII DE FUNCTIONARE A TAMBURULUI
FOLOSIND PROCEDURA DIN API Standard 579
Faza preliminară a analizei a avut ca obiectiv studiul posibilităţii de menţinere în exploatare a
tamburului în prezenta deteriorarii identificate in situ fără remedierea acesteia. Această abordare a
problemei a fost generată de aspectul “neted” al suprafeţei defectului, fără rugozităţi, cute sau
nervuri, acesta fiind produs de efectul de purjare hidrodinamică a fluidului prin “gaura din cordonul
de sudura a ştuţului Dn 20 ” montat anterior pentru proba de presiune.
In acest context, pentru a stabili gravitatea anomaliei şi încadrarea sa în categoria imperfecţiunilor sau
în categoria defectelor trebuie aplicată o procedură de evaluare a aptitudinii de funcţionare, adică o
metodologie prin care anomaliile şi condiţiilor tehnice de lucru ale aparatului tehnologic sunt evaluate
pentru a determina integritatea acestuia şi a decide menţinerea sa în funcţiune (procedură cunoscută în
tehnică sub denumirea Fitness-for-service assessment: (1) a methodology whereby flaws and
conditions contained within a structure are assessed in order to determine the integrity of the structure
for continued service [2], (2) a methodology whereby flaws contained within a structure are assessed
in order to determine the adequacy of the structure for continued service without failure [1]).
În cazul zonei de tip “lipsă de material” depistată pe tamburul cazanului de abur care face obiectul
prezentei lucrări, se aplică evaluarea la nivelurile 1 si 2, în conformitate cu procedura din Secţiunea
5 (Assessment of local metal loss) din API Standard 579/ASME FFS-1[1]. În prima abordare, se
ajunge la prevederile Pasului 5 din Etapa II – evaluarea primară a anomaliei – care au
următorul conţinut: Se face evaluarea aptitudinii de funcţionare a aparatului, verificând dacă
sunt respectate următoarele criterii:
Rt ≥ 0,20; tmm – FCA ≥ 2,5 mm; cmsd DtL 8,1≥ ; (2.1)
dacă criteriile sunt acceptate, se trece la etapa următoare, în caz contrar considerându-se că
anomalia nu poate fi acceptată (este calificată ca fiind un defect). Semnificaţiile mărimilor care
intervin în criteriile formulate anterior sunt: tmm este grosimea minimă măsurată a peretelui în zona
anomaliei de pe aparatul care se evaluează (tmm = 30 mm) procesata in figurile 2.1 si 2.2; tc este
grosimea de perete care se consideră la evaluarea aparatului: tc = (tn – tLOSS )– FCA = t – FCA, tn
fiind grosimea nominală (de proiectare) a corpului aparatului, t – grosimea efectivă (măsurată) a
peretelui aparatului în zona vecină locului anomaliei; tLOSS – micşorarea de grosime a peretelui
datorită coroziunii uniforme în timpul utilizării aparatului; iar FCA – micşorarea admisibilă a
grosimii peretelui prin coroziunea viitoare, adică în cursul exploatării aparatului după momentul la
care se face evaluarea anomaliei depistate pe acesta (s-a considerat tn = t = 60 mm, tLOSS = 0 mm,
FCA = 0 mm, iar tc = t = 60 mm), D este diametrul interior al aparatului (D = 1600 mm); Lmsd este
distanţa minimă de la anomalie şi până la cea mai apropiată discontinuitate structurală majoră de pe
corpul aparatului care se evaluează (deoarece în imediata vecinătate a anomaliei de tip “lisă de
material” de pe corpul tamburului se află recordul sudat XXVI, distanţa Lmsd = 2 … 2,5 mm), iar Rt
este raportul grosimilor disponibile, definit analitic prin relaţia:
c
mm
t
t
FCAt
R
−
= . (2.2)
Se poate constata cu uşurinţă că primele două criterii precizate anterior sunt îndeplinite, în timp ce
criteriul al treilea nu este îndeplinit, deoarece distanţa Lmsd ≅ 2,0 mm, este mult inferioară distanţei
la care anomalia ar fi trebuit să se afle pentru a fi acceptată ca imperfecţiune 5588,1 =cDt mm.
În consecinta, pe baza evaluării cu procedura din Secţiunea 5 a API Standard 579, anomalia de tip
„lipsă de material” depistată la exteriorul corpului cilindric al tamburului cazanului de abur este
calificată ca fiind un defect (imperfecţiune care nu respectă criteriile specificate de acceptabilitate).

4. În această situaţie, singura decizie pertinentă constă în stabilirea tehnologiei adecvate şi
programarea lucrărilor de mentenanţă pentru remedierea acestui defect. Schimbarea acestei decizii
şi încadrare riguroasa a anomaliei de tip lipsă de material în categoria imperfecţiunilor sau în
categoria defectelor este posibila în conformitate cu prescripţiile API Standard 579 daca se face o
reevaluare la nivel superior, respectiv la nivelul 3 a tamburului, realizând analiza numerică operand
cu metoda elementului finit (FEA) a stărilor de tensiuni mecanice şi deformaţii generate în peretele
tamburului, în zona anomaliei, la solicitările mecanice la care este supus în cursul exploatării, cu
considerarea fidelă a configuraţiei şi dimensiunilor anomaliei şi a efectelor de interacţiune a
anomaliei cu discontinuitatea reprezentată de racordul sudat situat în vecinătatea acesteia.
Fig. 2.1 Procesarea grafică a rezultatelor măsurării grosimii de perete în zona imperfecţiunii/defectului
a. b.
Fig. 2.2 Profilul critic al grosimilor – PCG – în zona imperfecţiunii/defectului:
a. pe direcţie longitudinală; b. pe direcţie circumferenţială
3. ANALIZA PRIN METODA ELEMENTULUI FINIT A SISTEMULUI
CUPLAT INTERACTIV MANTA ↔ DEFECT ↔ ŞTUŢ
Rezultatele numerice sunt prezentate concis şi sugestiv prin diferite tehnici de procesare ale tensiunilor
mecanice echivalente/de comparaţie în Teoria a III-a de rezistenţă, în combinaţia [p11,5MPA
+ tC
340C
]
sistematizate pe variante de modelare ale anomaliei de tip lipsă de material în Tabelul 3.1.
Analiza MEF [3,4] cu considerarea configuraţiei exacte a anomaliei – în cazul defectului existent de
tip nişă cvasi-eliptică identificată in situ (v. nr.crt. 4 în Tabelul 3.1) conform cu releveele foto
redate în figurile 1.1, 1.2 şi geometria mulajului prezentat în figurile 1.3 – şi a efectelor generate de
interacţiunea anomaliei cu racordul din imediata vecinătate a acesteia, utilizand modelul fidel de

5. analiza cuplat interactiv manta ↔ defect ↔ ştuţ [5,6,7] procesat în figurile 3.1, arata ca tensiunile
mecanice de comparatie maxime în Teoria a III-a de rezistenţă Tτ, la satarea limita de serviciu(SLS)
în gruparea caracteristica [pi + tC
340C
], nu depaşesc limita tehnică de curgere a materialului din care
este confecţionată mantaua tamburului, la temperatura de regim tm = 3400
C,
; (3.1)MPaRp
SLS
III 5472,532max 340
2,0 =<=σ
totodată aceste tensiuni mecanice – locale – aşa cum rezultă din harţile de distribuţie procesate în figurile
3.1 sunt sensibil mai mari decât rezistenţa admisibilă la temperatura de regim tm = 3400
C a materialului
din care este confecţionată mantaua tamburului evaluată conform cu Prescripţiile tehnice ISCIR PT C1-
2003 si PT C 4/2-2003, respectiv:
MPa
RR mp
a
SLS
III 7,291
4,2
700
;
5,1
547
min
4,2
;
5,1
min2,532max ][][
20340
2,0
===>= σσ . (3.2)
Tabelul 3.1 Variantele analizate prin MEF şi tensiunile mecanice maxime
în Teoria a III-a de rezistenţă Tτ la satarea limita de serviciu(SLS) în gruparea caracteristica [pi + tC
340C
]
Nr.
crt.
Tipul defectului
[Solutia de remediere]
Modelul de analiza MEF
Tensiunea mecanica
maxima
maxσIII, N/mm2
1
nişă paralelipipedică cu
racordare în trepte
pe latura frontală cu
ştuţul XXVI Ø28x20x4
679,3
2
nişă paralelipipedică cu
racordare în trepte
generată din varianta
precedenta prin
eliminarea ştuţului XXVI
şi obturarea golului Dn20
444,0
3
nişă cu racordare cvasi-
cilindrice bilaterale 594,6
4
nişă cvasi-eliptică,
identificată in situ
conformă cu releveele
foto şi geometria
mulajului
537,2
5
varianta iniţială – nominală
fără defect 430,0
6 nişă cvasi-eliptică fără
ştuţ 275,8

6. a. b.
c.
Fig. 3.1. Procesarile grafice ale tensiunilor mecanice echivalente în Teoria a III-a de rezistenţă Tτ la starea
limita de serviciu(SLS) în gruparea caracteristica [pi + tC
340C
] în alternativa de modelare a eroziunii exterioare
de forma unei nişe cvasi-eliptice, determinată in situ: a. modelul general de analiză prin elemente finite de
volum cu 12-15 elemente distribuite structural pe grosimea mantalei; b. procesarea tensiunilor sub forma
curbelor de egala tensiune(isoliness); c. procesarea tensiunilor în secţiunea longitudinală a nişei şi a ştuţului
XXVI; concentratorul de tensiuni este identificat pe suprafaţa interioara a golului d1=20 mm în nodul 32330
cu valoarea maxσIII = 537,2 x 106
N/m2
.
In consecinţă, în urma evaluarii la nivel 3 prin simulare numerica MEF, rezultă că anomalia de tip
„lipsă de material” depistată la exteriorul corpului cilindric al tamburului cazanului de abur este
calificată ca fiind un defect. În această situaţie, pentru funcţionarea în sigurantă a tamburului se
impune remedierea acestui defect.
4. ANALIZA SOLUŢIILOR DE REMEDIERE ALE TAMBURULUI
În lucrare sunt analizate patru soluţii de remediere posibile ale tamburului cazanului CET în raport
cu disponibilitatea de capacitatea portantă sistematizate în Tabelul 4.1. La alegerea solutiei optime,
conformă cu exigenţele Prescripţiilor tehnice ISCIR PT C1-2003 [8] si PT C 4/2-2003 [9] s-au avut
în vedere urmatoarele cerinţe:
disponibilitatea de capacitate portanată maximă în zona remediată la stările limită de solicitare;
aplicarea unei proceduri omologate de remediere cvasi-universale pentru acest tip de recipient;
utilizarea unui procedeu mecanic de tăiere a carotei cilindrice pentru îndepartarea defectului care să
nu conducă la încalzirea locală a materialului; se recomandă practicarea găurilor multiple alăturate

7. executate cu maşina de găurit fixată pe manta şi ulterior aplicatrea unei tehnologi facile de prelucrare
a marginilor de sudare.
Tabelul 4.1 Soluţiile de remediere analizate prin MEF şi tensiunile mecanice maxime în Teoria a III-a de rezistenţă
Tτ, determinate la starea limită de serviciu (SLS) si la starea limită ultimă (SLU) în grupările factorizate
standardizate ale efectelor acţiunilor în faza de regim, în completul de remediere corespunzator
Nr.
crt. Solutia de remediere
maxσIII,
MPa
1
Depunerea – încarcarea lipsei de material cu sudura “temper bead
weld repair and weld temper bead reinforcement”[10] 430
2
Decuparea unei carote cilindrice şi sudarea unui ştuţ cu diametrul
exterior De şi grosimea de perete sstut = 14 … 80 mm pe domeniul de
variaţie al simplexului dimensional sstut / De
425,6 … 563,3
3.1 Petic cu bordura(prag) în exterior 306,2
3.2
Petic cu bordura(prag) în exterior
cu sudura 252,7
3.3
Decuparea unei carote cilindrice
cu diametrul cilindrului de
decupare D=145mm şi sudarea
unui petic din tablă groasă cu
dimensiunile 160 x 130 x (60+15) Petic cu suprafaţa lisă la exterior 221,4
182,71
3.4
Modelarea completă a sistemului cuplat interactiv manta – reazeme –
complet de remediere în varianta de reparare prin decuparea unei
carote cu diametrul cilindrului de decupare D=145mm şi sudarea
unui petic din tabla groasă cu dimensiunile 160 x 130 x (60+15) cu
bordura(prag) in exterior
172,142
4
Decuparea unei carote cilindrice şi sudarea a opt table subţiri suprapuse
cu grosimea de perete s= 7,5mm 178,6
1
tensiunile mecanice echivalente în Teoria a III-a de rezistenţă Tτ determinate la starea limită de serviciu (SLS) în gruparea factorizată a
efectelor acţiunilor în faza de regim [1,0gn
p + 1.0pi
11,5MPa
+ 1,0ti
340C
] pe modelul de analiza complet( v. fig. 4.2);
2
tensiunilor mecanice echivalente în Teoria a III-a de rezistenţă Tτ determinate la starea limită ultimă (SLU) în gruparea factorizată a
efectelor acţiunilor în faza de regim [1,0gn
p + 1.0pi
11,5MPa
+ 1,0ti
340C
+ 1,0 SX +0,3SZ + 0,3SY] pe modelul de analiză complet(v. fig. 4.2).
In conformitate cu aceste cerinte se alege soluţia de reparare prin decuparea unei carote cilindrice
cu diametrul cilindrului de decupare D=145mm şi sudarea unui petic din tablă groasă cu
dimensiunile 160 x 130 x (60+15) cu bordură(prag) sudată în exterior, cu înalţimea de 15 mm
racordată la suprafaţa exterioară a mantalei tamburului prin sudură în colţ cu suprafaţa exterioară a
sudurii polizată concav pe adancimea de 3mm, realizat din acelaşi material cu al materialului de
baza al mantalei tamburului respectiv oţel aliat AMMO 65, procesată în figurile 4.1, 4.2.
a.
b.
Fig. 4.1. Modelul de analiza în varianta de remediere prin decuparea unei carote cilindrice cu diametrul cilindrului
de decupare D=145mm şi sudarea unui petic din tabla groasă cu dimensiunile 160 x 130 x (60+15): a. dimensiunile
geometrice în planul transversal XOY; b. procesarea 3D a volumelor de generare a elementelor finite de volum

8. Fig. 4.2 Analiza temo - mecanică a tamburului prin modelarea completă a sistemului cuplat interactiv manta –
reazeme – complet de remediere în varianta de reparare conformă cu detaliul din figura 4.1, la starea limita
ultima (SLU) în gruparea factorizată a efectelor acţiunilor în faza de regim [1,0gn
p + 1.0pi
11,5MPa
+ 1,0ti
340C
+ 1,0
SX +0,3SZ + 0,3SY]: a. modelul complet de analiza si concentratorul de tensiuni identificat în reazemul fix în
cordonul de sudură în colţ al guseului de tip şa, cu valoarea maxσIII = 458,756 MPa; b. detaliu în secţiunea ZIT a
completului de remediere petic 160 x 130 x (60+15) – bordură – cordoanele inelare de sudură – şanfren –
structura ZIT, unde tensiunea este maximă în nodul 7836 cu valoarea σIII = 182,7 MPa.
5. Consideratii finale
În varianta constructivă de reparare procesată în figurile 4.1, 4.2, tensiunile mecanice maxime
echivalente în Teoria a III-a de rezistenţă Tτ în zona remediată în secţiunea ZIT a completului petic
160 x 130 x (60+15) –bordură–cordoanele inelare de sudură–şanfren–structura ZIT sunt mai mici
decât rezistenţa admisibilă la temperatura de regim tm = 3400
C a materialului din care este
confecţionată mantaua tamburului, la toate stările limită analizate (SLU, SLS), respectiv,
, . Această verificare –
cerinţă expresă a reglementării tehnice ISCIR PT C1-2003, pct. 3.2.2.3. Metode de calcul lit. b)
Rezistenta – fundamentează si certifică soluţia tehnică selectată din cel patru variante analizate (v.Tab. 4.1)
MPaa
SLU
III 7,2917,182max =<= σσ MPaa
SLS
III 7,29114,172max =<= σσ
Bibliografie
1. * * * API Standard 579:2005 - Recommended practice for Fitness for Service and continued operation of
equipment (piping, vessels and tanks)
2. * * * API Standard 570:2006 - Piping Inspection Code Inspection, Repair, Alteration, and Rerating of In-
service Piping Systems
3. Cook Robert D., Malkus David S., Plesha Michael P. - Concepts and Aplicanţions of Finit Element
Analysis, Third Edition, Jonh Wilei&Sons, New York, 1989
4. Zienkiewicz, O.C. and Taylor, R.L.- Finit Element Method for Solid and Structural Mechanics, Sixth
Edition, Elsevier BH, Oxford, UK, 2006
5. Bryan J., Mac Donalt.- Practical Stress Analysis with Finite Elements, Dublin, Glasnevin Publishing,
Ireland, 2007
6. Lawrence L. Kent.- ANSYS Tutorial Release 10, SDC, Schroff Development Corporaton USA, 2006
7. Stolarski T., Nakasone Y., Yoshimoto S.- Engineering Analysis with ANSY S SOFTWARE, Elsevier BH,
Oxford, 2006
8* * * Prescriptia tehnică ISCIR PT C 1 – 2003 Cerinte tehnice privind montarea, instalarea, exploatarea,
verificarea si repararea cazanelor de abur si de apa fierbinte, supraîncalzitoarelor şi a economizoarelor
9* * * Prescriptia tehnică ISCIR PT C 4/2 – 2003 Ghid pentru proiectarea, construirea, montarea si
repararea recipientelor metalice stabile sub presiune
10* * *ASME 1989 - American Society of Mechanical Engineers Repair and replacement. Boiler and
pressure vessels code, Section XI, Division I (NewYork: Am. Soc. Mech. Engrs.) Article IWA–4000