Tehnologia de Tratament Termic Pentru Piesa Filiera Avand O Productie de 15000 Seturi An
1. Alegerea materialului adecvat produsului si precizarea tratamentelor termice necesare.
2. Stabilirea fluxului tehnologic de tratament termic.
3. Calculul parametrilor termici si temporali al operatilor de tratament termic.
4. Calculul tensiunilor interne la incalzirea si racirea produselor.
5. Calculul utilajului de baza si auxiliar ( bilantul termic ).
6. Calculul produttivitatii utilajului de baza.
7. Calculul pretului de cost si al eficientei economice.
8. Controlul tehnic de calitate aproduselor pe fluxul de fabricatie.
Norme de tehnica securitatii muncii in atelierul sau sectia de tratamente termice si termochimice.
bibliografie
Pagini 66
=== Proiect ===
TEMA DE PROIECT LA DISCIPLINA TRATAMENTE TERMICE SI TERMOCHIMICE
Sa se proiecteze tehnologia de tratament termic pentru piesa filiera avand o productie de 15000 seturi /an.
CONTINUTUL PROIECTULUI
MEMORIU JUSTIFICATIV
1. Alegerea materialului adecvat produsului si precizarea tratamentelor termice necesare.
2. Stabilirea fluxului tehnologic de tratament termic.
3. Calculul parametrilor termici si temporali al operatilor de tratament termic.
4. Calculul tensiunilor interne la incalzirea si racirea produselor.
5. Calculul utilajului de baza si auxiliar ( bilantul termic ).
6. Calculul produttivitatii utilajului de baza.
7. Calculul pretului de cost si al eficientei economice.
8. Controlul tehnic de calitate aproduselor pe fluxul de fabricatie.
9. Norme de tehnica securitatii muncii in atelierul sau sectia de tratamente termice si termochimice.
I. ALEGEREA MATERIALULUI ADECVAT PRODUSULUI SI PRECIZAREA TRATAMENTELOR TERMICE NECESARE.
Principalele criterii tehnice care determina alegerea unui otel pentru o scula aschiertoare sunt : asigurarea functionalitatii si a durabilitatii piesei ca atare si a ansamblului in care este inclusa ; posibilitatiile de realizare (prelucrare pe masini-unelte, tratamentul termic etc.) La aceasta se adauga criteriile economice care nu trebuie neglijate si dintre care se amintesc : costul otelului, costurile de fabricatie (prelucrare pe masini-unelte, consum de scule, tratament termic) etc.
La fabricarea semifabricatelor pe liniile de laminare cat si la instalatia de turnare continua, suprafetele acestora nu sunt perfecte, acestea pot avea defecte ca : coji, crapaturi, lipsuri de material, stratificari, sufluri, incluziuni de zgura sau de nisip, etc.
Curatirea suprafetei materialului se face mecanic pe masinile de cojit bare pentru bare cu sectiunea rotunda.
Forma de livrare in care se poate afla otelul este : produse laminate la cald, profiluri laminate la cald, semifabricate pentru forjare.
Se livreaza sub forma de semifabricate laminate si sunt destinate confectionarii diferitelor piese, cu aplicarea de tratamente termice
Datorita faptului ca tenacitatea este principala caracteristica de exploatare prescrisa otelurilor de scule, continutul de carbon este limitat.
Influenta continutului de carbon asupra structurii de echilibru se manifesta prin variatia proportiei constituentilor (ferita, perlita, carbura secundara) indicata in diagrama de echilibru.
Principalul mijloc de punere in valoare a capacitatii de rezistenta a otelurilor este tratamentul termic aplicat adecvat compozitiei chimice a acestora si tipul de piesa considerat. Comportarea corespunzatoare la tratament termic si mai ales reproductibilitatea caracteristicilor obtinute in conditiile respectarii acelorasi parametri termici (durata, temperatura etc.) se pot realiza numai in cazul unor oteluri de calitate, cu continuturi in elemente reziduale si incluziuni cat mai reduse.
Susceptibilitatea la incalzire exprimata prin granulatia austenitica ereditara este influentata in felul urmator : otelurile hipoeutectoide au o susceptibilitate la supraincalzire relativ redusa, ca urmare a faptului ca ferita este situata sub forma de retea in jurul cristalelor nou formate de austenita. Astfel otelurile cu continutul de carbon intre 0.65 si 0.80 % pastreaza o granulatie fina (punctaj 11…12) la incalzire pana la 740-750°C deoarece ferita se pastreaza in structura pana la 760-770 °C.
Filierele se obtin in urma unor prelucrari mecanice dar avand si in vedere domeniile de utilizare si solicitarile la care este supusa piesa conform STAS 3611-80 ¨Oteluri carbon pentru scule¨ se alege otelul carbon OSC 7 folosit la fabricarea sculelor care vor prelucra prin aschiere, cu tenacitate mare si duritate 58-62 HRC.
Compozitia chimica a otelului OSC 7 STAS 3611-80 este:
C = 0,65…0,74 %
Mn = 0,15…0,35 %
Si = 0,15…0,35 %
Cr = maximum 0,20 %
Ni, Cu = maximum 0,25 %.
Dintre elementele de aliere trebuie sa fie prezente :
– Si care mareste elasticitatea si tenacitatea prin alierea masei de baza.
– V care mareste tenacitatea prin micsorarea granulatiei .
– Cr si W care maresc rezistenta la uzare, prin carburile pe care le formeaza dar si rezistenta la strivire prin asigurarea unei caliri patrunse si deci a unei structuri uniforme pe sectiune.
Sculele de otel sunt supuse, de regula, calirii martensitice urmata de revenire, astfel incat calibilitatea este una din principalele caracteristici tehnologice ale otelurilor de scule.
Adancimea minima a stratului calit la duritatea maxima este de 3mm iar duritatea superficiala HRCmin 59 (60…62) dupa calire.
Ac1 este 730 °C.
Tratamentul termic preliminar :
– recoacere la 680-720°C.
– normalizare la 800-830 °C.
– calire la 800-820 °C , mediul de racire find apa.
– revenire la 150-300 °C.
– duritatea dupa calire este de 62-62 HRC.
Calibilitatea, exprimata prin valoarea duritatii otelului cu structura martensitica formata prin calire, depinde de continutul de carbon, conform diagramei de mai jos :
Fig. 1.1. Variatia cu continutul de carbon din austenita a duritatii otelului cu structura rezultata prin calire martensitica :
1 – martensita cu austenita reziduala ;
2 – martensita ;
3 – martensita si carburi ramase nedizolvate la incalzirea pentru austenitizare.
Curba 1 reprezinta valorile corespunzand structurii formate din martensita si austenita reziduala, curba 2 reprezinta valorile corespunzand structurii formate numai din martensita iar curba 3 valorile corespunzatoare structurii formate prin calire martensitica la incalzirea pentru austenitizare la diferite temperaturi.
Pentru a obtine o eficienta economica ridicata in fabricatie, in conditiile unei reproductibilitati a rezultatelor controlului de calitate si fiabilitate corespunzatoare a pieselor, au fost stabilite mai multe tipuri de livrare care definesc garantiile producatorului.
– este irational sa se impuna doua prescriptii (calibilitate si caracteristici mecanice garantate simultan) care conduc la acelasi rezultat final, dar a caror respectare atrage dupa sine cresterea foarte mare a pretului otelului.
– limitele uzuale ale continuturilor diferitelor elemente chimice in marcile de otel determina o plaja a curbelor de calibilitate foarte larga, care nu este in masura sa satisfaca numeroase cerinte privind omogenitatea caracteristicilor pieselor rezultate.
– banda de calibilitate cu o latime tehnologica care trebuie respectata obligatoriu in cazul tratamentelor termice la fabricatia de piese pe instalatii de tratament termic automatizate impune limite de compozitie chimica si granulatie foarte stranse, neeconomice daca sunt impuse pentru pentru intreaga productie de otel pentru piese tratate termic.
In consecinta duritatea obtinuta dupa calire la suprafata si in centrul probelor va depinde de continutul de carbon (marca) al otelului si de temperatura de incalzire pentru austenitizare. In centrul epruvetelor valorile duritatii sunt mai mici ca urmare a proportiei mai mici de martensita formata ca o consecinta a coborarii vitezei de racire sub viteza critica de calire asa cum se arata in figura de mai jos :
Fig. 1.2. Variatia duritatii in sectiunea probelor din otel din OSC 7, calite in apa, de la diferite tempraturi de incalzire pentru austenitizare.
Filierele din OSC 7 se supun calirii cu autorevenire. In functie de calitatea otelului, austenitizarea se produce intre 770-830 °C, iar racirea se face intr-un singur mediu si anume in apa.
Fig. 1.3. Diagrama izoterma de transformare a austenitei otelului OSC 7
II. STABILIREA FLUXULUI TEHNOLOGIC DE TRATAMENT TERMIC.
Semifabricatele din care se obtin filierele, sunt bare cu diametrul cuprins intre 22 si 58mm. Dupa executarea formei fizice a filierelor, se vor supune urmatoarelor tratamente termice :
– normalizare ;
– calire ;
– revenire.
2.1. NORMALIZAREA
Scopul normalizarii este obtinerea unor granulatii fine, uniformizarea structurii, anularea structurilor de la prelucrarile anterioare si de obicei, ameliorarea caracteristicilor mecanice. Produsele cu structura fina au caracteristici mecanice superioare.
Aceasta consta intr-o incalzire la temperatura superioara punctului Ac, mentinere timp necsar pentru efectuarea completa a transformarilor si apoi o racire in aer.
Normalizarea se aplica dupa : prelucrarea la cald (forjare, matritare, laminare, indoire etc.), turnare (pentru eliminarea structurii Widmannstatten), sudare (pentru finisarea si uniformizarea structurii in cusatura sudata si in apropierea ei), taierea cu flacara, prelucrarea la rece cand piesele au fost ecruisate la grade critice (inlocuieste in acest caz recoacerea de recristalizare), dupa tratamente termice incorect executate, sau cand este necesara repetarea tratamentului termic.
Tratamentul termic de normalizare se recomanda otelurilor hipoeutectoide nealiate si slab aliate dar si a otelurilor de cementare. In cazul otelurilor aliate, racirea se face odata cu cuptorul. Normalizarea este indicata otelurilor cu fragilitate la imbatranire, otelurilor de constructii care au o tenacitate insuficienta sau o limita de elasticitate pre scazuta ; nu se recomanda otelurilor sarace in carbon.
Intotdeauna temperatura de incalzire se ia cu 30-50 °C peste punctul Ac, in cazul otelurilor hipoeutectoide. Temperaturile mai mari nu sunt indicate deoarece creste marimea grauntilor. In cazul otelurilor hipereutectoide, daca in structura nu exista retea de cementare secundara, temperatura este cu 20-50 °C peste Ac ; daca exista retea de cementita secundara, incalzirea se face cu 30-50 °C peste Ac, cu o racire in apa sau ulei (calire), dupa care se va aplica o normalizare cu incalzire ca in primul caz.
Determinarea duratei de mentinere necesara desavarsirii transformarilor structurale (dizolvarea carburilor, omogenizarea austenitei) se realizeaza folosesc diagrame.
La normalizare viteza de racire se stabileste in functie de dimensiunile produselor si de calitatea materialului. Pentru sectiuni nu prea mari este suficienta o racire in aer linistit ; la sectiuni mai mari se face o racirein curent de aer sau in ceata. Vitezele de racire sunt determinate si de forma piesei. La racire piese de forma complicata, diferite sectiuni ale lor se incalzesc si se racesc cu viteze diferite. Piesele cu sectiuni mari si puternic tensionate se racesc in aer pana sub A si apoi intru-n cuptor sau intr-o groapa de racire . Sarjarea trebuie astfel facuta incat sa asigure viteze de racire corespunzatoare pentru fiecare piesa ; piesele se aseaza la o anumita distanta la racire, incat sa nu se influenteze reciproc si sa se obtina o structura corespunzatoare.
In cazul turnarii pieselor din oteluri hipoeutectoide, din cristalizarea primara rezulta graunti grosolani de austenita, din care apoi la racire se poate observa ferita rezultand structura de tip Widmannstatten, cu proprietati de plasticitate si rezilienta scazute.
O structura necorespunzatoare se obtine si in urma deformarii plastice la cald terminate la temperaturi relativ ridicate (peste 900 °C), caracterizata prin graunte grosolan. O astfel de structura se aschiaza relativ greu si nu este indicata in utilizari directe (fara tratament termic ulterior).Atunci cand din semifabricatul laminat sau forjat in astfel de conditii, urmeaza sa se confectioneze piese, ce se trateaza termic prin ulterioara calire si revenire, structura mai sus amintita poate sa conduca la o austenitizare incorecta (austenita neomogena, graunte de marime neuniforma) si deci la rezultate necorespunzatoare dupa calire (pete moi, fisuri etc.). In acelasi timp ostructura necorespunzatoare se obtine si atunci cand deformarea plastica la cald se termina la temperaturi prea joase in apropiere de punctul Ar ; si anume o structura cu asezarea in benzi a feritei, paralele cu directia deformarii principale.
Pentru a corecta structurile de mai sus se aplica normalizarea.
2.2. CALIREA
Calirea este tratamentul termic prin care se urmareste imbunatatirea caracteristicilor mecanice (duritatea si rezilienta) ale pieselor. Totodata este si unul din procedeele cel mai des utilizate pentru obtinerea unor carateristici mecanice imbunatatite ale otelurilor. Dupa cum se stie calirea consta intr-o incalzire a otelului la temperatura de austenitizare, o mentinere pentru desavarsirea transformarilor de faza si omogenizarea austenitei si o racire rapida, in scopul obtinerii unei structuri in afara de echilibru (de obicei martensita).
Aceasta poate fi : martensitica sau de durificare, se aplica la majoritatea otelurilor, fontelor, precum si la unele aliaje neferoase. Calirea de punere in solutie, cand rezulta o structura cu duritate scazuta, se aplica in special aliajelor neferoase, precum si unor oteluri austenitice, feritice, etc. .
Calirea martensitica are ca scop obtinerea unei structuri martensitice si o stare de tensiuni astfel distribuite incat sa se evite fisurarea si deformarea.
Duritatea cea mai mare, adica duritatea maxima (capacitatea de calire) depinde in primul rand de continutul de carbon dizolvat in austenita, elmente de aliere dizolvate in austenita influenteaza in foarte mica masura. In cazul aplicarii unei tehnologii de calire care nu asigura o structura pur martensitica va rezulta, pentru aceiasi compozitie, o duritate mai scazuta, pentru otelul in cauza.
Adancimea de calire corespunde grosimii stratului calit masurata de la suprafata piesei spre miez la o anumita valoare a duritatii (de exemplu in cazul otelurilor pana la duritatea zonei cu structura semimartensitica, adica 50 % martensita si 50 % troostita).
Fig. 2.2. Variatia duritatii otelurilor calite cu diferite proportii de martensita in structura, in functie de continutul de carbon.
Calibilitatea pieselor depinde de urmatorii factori :
a. Compozitia chimica a otelului poate fi considerata drept factor principal care determina calibilitatea otelurilor. Cresterea continutului de carbon in oteluri duce la cresterea calibilitatii.
b. Influenta temperaturii de austenitizare ; cu cat este mai ridicata cu atat austenita este mai omogena si mai stabila, grauntii mai mari si deci calibilitatea mai mare.
c. Marimea grauntelui de austenita. La otelurile cu granulatie fina, viteza de transformare este mai mare decat la cele cu granulatie grosolana, deoarece centrele secundare de cristalizare, care se formeaza la limitele dintre graunti sunt in numar mai mare decat in primul caz si prin urmare calibilitatea va fi mai redusa la granulatie fina.
d. Structura initiala. Pentru structurile initiale lamelare, dizolvarea fazelor ferito-cementitice facandu-se mai repede austenita este mai omogana si deci calibilitatea mai mare decat pentru structuri globulare.
e. Parametrii si particularitatile procesele tehnologice de elaborare, deformare plastica si tratament termic.
f. Forma si dimensiunile piesei.
Calibilitatea mai depinde si de alti factori ca : mediul de racire, miscarea relativa a mediului de racire pe langa piesa etc.
Parametrii principali ai operatiei calirii sunt :
– Cel mai important parametru al calirii este mediul de incalzire care trebuie sa asigure protectia impotriva oxidarii si decarburarii. Pentru incalzirea pieselor in vederea calirii se utilizeaza cuptoare incalzite electric sau cu gaz, cu atmosfera controlata si cuptoare cu vid.
– In functie de calitatea otelului se alege temperatura de incalzire. La otelurile carbon hipoeutectoide temperatura de calire se ia cu 20 °C peste Ac, iar la cele hipereutectoide cu 20 °C peste Ac. La otelurile aliate, temperatura de calire, depinde de temperatura de dizolvare a carburilor si este mai ridicata.
– Durata de incalzire si mentinere. Durata de incalzire se determina cu ajutorul a diferite relatii si criterii de tratament termic. Durata de mentinere terbuie sa asigure egalizarea temperaturii pe intreaga sectiune a produsului si as permita ca o cantitate suficienta de carbon sau carburi sa se dizolve in austenita. Numai carbonul dizolvat in austenita determina duritatea martensitei nu si carbonul care se gaseste sub forma de carburi nedizolvate.
– Mediul de racire trebuie sa asigure obtinerea unei structuri cu proportie maxima de martensita si sa evite aparitia unor tensiuni interne prea mari, care ar provoca deformarea sau chiar fisurarea pieselor.
Proportia minima de martensita depinde de conditiile impuse pentru structura de revenire. Rezistenta la oboseala scade odata cu scaderea proportiei de martensita. Pentru obtinerea structurii martensitice este necesara realizarea unei viteze de raciri mari in intervalul de stabilitate minima austenitei (650-400 °C). In intervalul Ms-Mf racirea este bine sa se faca cu viteza minima posibila, pentru a evita aparitia tensiunilor interne.
Mediile de racire folosite in practica industriala sunt : apa, solutiile apoase, uleiul mineral, sarurile si metalele topite, aerul (in cazul otelurilor bogat aliate) si mediile sintetice.
– Duritatea dupa calire depinde de continutul de carbon si de proportia de martensita in structura. Duritatea mai este influentata si de alti factori (temperatura, durata, structura initiala, dimensiunea etc.).
Fig. 2.3. Reprezentarea schematica a variatie duritatii in functie de temperatura si timp
– Forma piesei, de o mare importanta pentru reusita calirii este proiectarea corecta a formei piesei. Forma exterioara a piesei poate sa nu fie favorabila pentru tratamentul termic (piese cu unghiuri ascutite, crestaturi, sectiuni diferite etc.)
Otelulul are o structura de calire alcatuita din martesita si austenita reziduala care sunt solutii solide supraracite, cu energie libera ridicata si prin urmare cu tendinta pronuntata de transformare.
Transformarile la incalzirea otelurilor cu structuri de calire martesitice, la temperaturi crescatoare, situate sub punctul A au permis distingerea a patru etape, caracterizate prin modificari structurale specifice care conduc la proprietati diferite. Prezenta elementelor de aliere determina un anumit efect de stabilizare atat a martensitei aliate cat si austenitei bogate in elemente de aliere.
– Etapa intai – transformarea la incalzire are loc intre 80…200 °C si se caracterizeaza prin reducerea treptata a tetragonalitatii martesitei de calire, proces care este insotit de o scadere a continutului de carbon care suprasatureaza Fe α si de formarea unor carburi fine, disperse, coerente la reteaua fierului suprasaturat. In urma acestor procese volumul specific al martesitei scade si se micsoreaza tensiunile prin iesirea unor atomi de cabon din reteaua suprasaturata.
Microstructura piesei incalzite in acest interval de temperaturi este formata din martensita de revenire (numita si martensita neagra) si austenita reziduala.
– Etapa a doua- transformare la incalzire are loc intre 200…300 °C si este caracterizata de descompunerea austenitei reziduale cu formarea unei structuri analoage martensitei de revenire precum si de continuarea proceselor incepute in prima etapa. In consecinta se produce cresterea volumului specific (datorit transformarii austenitei in martensita) descresc in continuare tensiunile dar si duritatea (se micsoreaza concentratia in carbon a martensitei), in schimb creste tenacitatea otelului. Microstructura otelului este formata din martensita de revenire.
– Etapa a treia – transformare la incalzire are loc intre 300…400 °C si se caracterizeaza prin ruperea legaturii coerente intre faza α (care ajunge la concentratia in carbon a feritei) si faza carburilor care se transforma in cementita fina, rezultand un amestec mecanic fin – troostita de revenire. Se reduc considerabil tensiunile, iar volumul specific al otelului se reduce. Ca urmare otelul prezinta o tenacitate si o limita de elasticitate ridicata. Duritatea descreste (45…35 HRC), otelul are proprietati mecanice corespunzatoare pentru arcuri.
Microstructura otelului carbon in aceasta trebuie sa nu difere esential de cea obisnuita la a doua transformare, caracterul acicular al feritei pastreaza forma martensitei de revenire, aranjarea lamelara a cementitei foarte fine nu se distinge cu microscopul optic, ca si in cazul troostitei de calire.
– Etapa a patra – transformare are loc intre 400…700 °C si consta in principal din coalescenta carburilor, care cu ridicarea temperaturii prezinta un caracter tot mai accentuat globolar. Se obtine in final o perlita gobulara cu un grad mare de omogenitate si cu proprietati foarte bune de rezistenta la socuri si solicitari dinamice.
La temperaturi mai joase structura obtinuta este sorbita de revenire, ferita avand un caracter acicular, iar lamelele fine de cementita au marginile rotunjite. Peste temperatura 500…550 °C are loc formarea perlitei globulare prin disparitia aspectului acicular al feritei si globulizarea cementitei.
Procesele care se produc in timpul incalzirii si mentineri la temperaturi diferite, sunt insotite de modificari ale proprietatilor mecanice. Astfel la temperaturi peste 250 °C , duritatea si rezistenta scade, creste alugirea specifica, gatuirea specifica si rezilienta.
Transformarile structurale la incalzirea martensitei fiind procese de difuzie, necesita un anumit timp pentru evolutia lor. Astfel se pot obtine aceleasi efecte caracterizate prin aceleasi structuri si proprietati, prin alegerea convenabila a celor doi parametrii, temperatura si timp.
Fig. 2.4. Reprezentarea schematica a modificarilor structurale si a starii de tensiuni in timpul celor 4 transformari.
Calirea nu este un tratament termic final, dupa calire se aplica intotdeauna revenirea.
2.3. REVENIREA
Aceasta reprezinta tratamentul termic aplicat dupa calire, in vederea reducerii tensiunilor si a fragilitatii precum si pentru obtinerea unor anumite valori pentru duritate (implicit pentru rezistenta la rupere) si tenacitate. Revenirea consta in incalzirea pieselor calite la temperaturi sub Ac, mentinerea la aceasta temperatura pentru un timp determinat de o racire lenta sau rapida.
Pentru stabilirea regimului de revenire trebuie sa se determine :
– viteza de incalzire ;
– temperatura de revenire ;
– durata de mentinere ;
– viteza de racire.
Viteza de incalzire nu trebuie sa fie mare pentru nu a provoca tensiuni periculoase. Pentru aceasta, incalzirea pana la temperatura de 300 °C se recomanda sa se faca in bai (apa, ulei sau saruri), iar pentru reveniri medii si inalte se vor utiliza bai de incalzire cu doua trepte de temperatura sau cuptoare elctrice cu rezistoare si recircularea artificiala (cu ventilator) a atmosferei de incalzire.
Temperatura si durata revenirii sunt factori principali de care depind rezultatele obtinute. Pentru caracterizarea gradului de revenire se utilizeaza in mod obisnuit duritatea otelului dupa tratament.
Fig. 2.5. Variatia duritatii cu temperatura de revenire
La stabilirea valorilor parametrilor regimului de revenire se pot utiliza diagramele de variatie a duritatii in functie de temperatura si de durata de mentinere. Prin prelucrarea statistica a datelor experimentale prezentate pein astfel de diagrame s-au obtinut relatii de dependenta intre duritatea obtinuta in conditiile date.
In cazul folosirii acelorasi parametri de revenire dar cu temperaturi mai ridicate si durate mai scurte, proprietatile de plasticitate si tenacitate (in special KCU) se imbunatatesc. In schimb, mentinerea unui regim cu durate excesiv de scurte duce la pastrarea unui nivel ridicat al tensiunilor interne de la calire.
Intotdeauna dupa revenire se recomanda sa se faca, in general, o racire lenta pentru a micsora tensiunile interne. Exceptie de la aceasta regula fac otelurile sensibile la fragilitatea de revenire care trebuie sa fie racite rapid daca nu sunt aliate cu elemente care reduc sensibilitatea la fragilitate (W, Mo). Pentru evitarea fragilitatii ireversibile se recomanda evitarea revenirii la temperaturi la care ea apare si de asemenea duratele de revenire in apropierea domeniului de temperaturi critice sa fie cat mai scurte. Fragilitatea reversibila este tipica pentru otelurile de imbunatatire.
Rolul hotarator in aparitia fragilitatii il au durata de lunga mentinere in intervalul de fragilitate si racirea lenta pana la temperatura ambianta. Fragilitatea se produce chiar si dupa normalizare. Pentru inlaturarea fragilitatii reversibile se recomanda racirea rapida in apa sau ulei de la temperatura de revenire.
Dupa scopul si conditiile de realizare se deosebesc trei tipuri de revenire : joasa, medie si inalta.
Pentru otelul OSC 7 se recurge la aplicarea revenirii joase in intervalul de temperatura 300-350 °C.
III. CALCULUL PARAMETRILOR TERMICI SI TEMPORALI AI OPERATIILOR DE TRATAMENT TERMIC
3.1. TEMPERATURILE CRITICE SI TRATAMENTELE
TERMICE RECOMANDATE OTELULUI OSC 7.
Temperaturile critice ale otelului OSC 7 sunt :
A = 730 °C
A = 780 °C.
Tratamentele termice necesare :
Normalizare: T = 830 °C;
Mediul de racire : aer.
Calire: T = 820 °C;
Mediul de racire : apa.
Revenire inalta: T = 300 °C;
Mediul de racire : aer.
3.2. CALCULUL PARAMETRILOR TEMPORARI
3.2.1. Normalizarea
Din anexa 4 a indrumator pentru lucrari de laborator si proiect vom scoate constantele de material :
– masa specifica : ρ = 7810 kg/m.
Conductivitatea termica care este in functie de temperatura :
λ = 45.35 W/m°C
λ = 31.74 W/m°C
λ = 29.41 W/m°C
λ= λ – = 31.39 W/m°C
λ = = 38.36 W/m°C.
Tm = TN + (20…30) °C
Ts = Tm = 860 °C .
Caldura specifica care este in functie de temperatura :
c = 456.2 J/kg°C
c = 933.4 J/kg°C
c = 1000.4 J/kg°C
c = c + = 943.45 J/kg°C
c = = 699.82 J/kg°C
Din figura 11/42 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect vom scoate coeficientul global de transmitere al caldurii α :
α = 171.06 W/m°C.
a. Incalzirea :
Criteriul Biot se calculeaza cu relatia :
Bi = = = 0.67
Unde R este raza pentru piesa cilindrica, R=0.15 ;
θ = = = 0.037
Unde θ- este criteriul de temperatura ;
T- temperatura suprafetei produsului ( T= T ) ;
T- temperatura mediului de incalzire [ T= T + (20…30) °C ] ;
T- temperatura mediului ambiant T0 = 20 °C ;
In functie de din nomograma 5/39 diagrame TTT din indrumatorul pentru lucrari de laborator si proiect se va determina criteriul Businesq :
Bq = 1.2
Timpul de incalzire este calculat cu relatia :
τ’ = = = 2.38 h
adica 2 ore, 22 minute si 8 secunde ;
=
k este un coeficient care se alege in functie de modul aranjarii pieselor in cuptor astfel, k = 2
b. Mentinerea :
Corespunzator valorilor criteriilor din nomograma 6/39 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta θ :
θ = 0.085
Temperatura centrului incarcaturii la sfarsitul perioadei de mentinere va fi :
T= T- θ( T- T) = 860 – 0.054 (860-20) = 814.64 °C
Se impune diferenta de temperatura la sfarsitul perioadei de mentinere sa fie de 5°C.
Se calculeaza coeficientul Δθ =
T = T- T = 860 – 814.64 = 45.36 °C
Δθ = = 0.11
In functie de din nomograma 9/41 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta Bq :
Bq = 0.41
τ’ = = = 0.81 h
adica 48 minute si 9 secunde.
c) Racirea
Racirea se va face de la temperatura de normalizare T = 830 °C pana in jurul temperaturei de 40°C.
Se alege coeficientul α la normalizare in aer linistit facandu-se media aritmetica intre cele 3 valori alese in domeniul temperaturilor de lucru ;
α700 =70
α600 =55
α500 =40
= = = 55 W/m°C
Bi = = = 0.21
Δθ = = = 0.048
In functie de valorile se alege din nomograma 9/41 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect :
Bq = 0.11
τ = = = 2.11 h
adica 2 ore, 6 minute si 6 secunde.
3.2.2. Calirea
Caracteristicile fizice ale otelului :
Masa specifica a otelului : ρ = 7810 kg/m
Conductivitatea termica in functie de temperatura este :
λ = 45.34 W/m°C
λ = 31.74 W/m°C
λ = 29.41 W/m°C
λ = λ800+ = 31.50 W/m°C
λ = = W/m°C
Caldura specifica in functie de temperatura este :
c = 456.2 J/kg°C
c = 933.4 J/kg°C
c = 1000.4 J/kg°C
c = c + = 940.10 J/kg°C
c = = 698.15 J/kg°C
Din figura 11/42 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect vom scoate coeficientul global de transmitere al caldurii α :
α = 171.53 W/m°C
de aici
a. Incalzirea
Criteriul Biot :
Bi = = = 0.6 ;
Unde R – este raza pentru piesa cilindrica, R = 0.15 ;
θ = = = 0.036
Unde : θ- este criteriul de temperatura ;
T- temperatura mediului de incalzire ( T= T + (20…30) °C
T- temperatura suprafetei produsului ( T= T ) ;
T- temperatura mediului ambiant ;
In functie de din nomograma 5/39 diagrame TTT din indrumatorul pentru lucrari de laborator si proiect se va determina criteriul Businesq :
Bq=1.5
Timpul de incalzire se calculeaza cu relatia:
τ’ = = = 2.96 [h]
adica 2 ore si 57 minute ;
τ = τ’ k = 2.96 ∙ 2 = 5.94 [h]
b. Mentinerea
Cunoscand valoarea criteriilor din nomograma 6/39 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta θ :
θ = 0.05
Temperatura centrului incarcaturii la sfarsitul perioadei de mentinere va fi :
T= T- θ( T- T) = 850 – 0.05 (850 – 20) = 808.5 °C
Se impune diferenta de temperatura la sfarsitul perioadei de mentinere de 5°C.
Se calculeaza coeficientul Δθ =
T= T- T = 850 – 808.5 = 41.5 °C
Δθ = = 0.12
In functie de din nomograma 9/41 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta Bq :
Bq = 0.40
τ = = = 0.78 [h]
adica 46 minute si 8 secunde ;
c. Racirea
Din diagramele T.T.T. a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect pentru otelul OSC 7 se aleg urmatoarele valori :
T = 560 °C T = T
= 4 s =
Bi = = = 2.86
v = = = 36.66 °C/s
= = 21.8 s
= = 0.67
In functie de din nomograma 6/39 diagrame TTT din indrumatorul pentru lucrari de laborator si proiect se va determina criteriul Businesq :
Bq = 2
= = 0.21 h
Se admite temperatura centrului 100 °C.
= 0.1
In functie de din nomograma 9/41 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta Bq :
Bq = 5.7
= = 0.61 h.
3.2.3. Revenirea
Caracteristicile fizice ale otelului :
Masa specifica a otelului : ρ = 7810 kg/m
Conductivitatea termica in functie de temperatura :
λ = 45.34 W/m°C
λ = 43.02 W/m°C
λ = 38.34 W/m°C
λ300 = = 40.75 W/m°C
λ= = = 43.04 W/m°C
Caldura specifica in functie de temperatura :
c= 456.2 J/kg°C
c = 535.8 J/kg°C
c = 632 J/kg°C
c= = 583.9 J/kg°C
c = = 520.05 J/kg°C
Din figura 11/42 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect vom scoate coeficientul global de transmitere al caldurii α :
α = 46.52 W/m°C
a. Incalzirea
Criteriul Biot :
Bi= = = 0.16
Unde R este raza pentru piesa cilindrica, R = 0.15 ;
θ = = = 0.09
Unde θ- este criteriul de temperatura ;
T- temperatura mediului de incalzire ( T= T + (20…30) °C)
T- temperatura suprafetei produsului ( T= T )
T- este temperatura mediului ambiant ;
In functie de din nomograma 5/39 diagrame TTT din indrumatorul pentru lucrari de laborator si proiect se va determina criteriul Businesq :
Bq = 0.18
Timpul de incalzire este calculat cu relatia :
τ’ = = = 4.03 h
τ = k τ’ = 2 ∙ 4.03 = 8.06 h
b. Mentinerea
Cunoscand valoarea criteriilor din nomograma 6/39 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta θ :
θ = 0.15
Temperatura centrului incarcaturii la sfarsitul perioadei de incalzire va fi :
T = T- θ( T- T) = 330 – 0.15 ( 330 – 20 ) = 283.5 °C.
Se impune diferenta de temperatura la sfarsitul perioadei de mentinere de 5°C.
Se calculeaza coeficientul Δθ =
T= T- T= 330 – 283.5 = 46.5 °C
Δθ = = 0.10
In functie de din nomograma 9/41 diagrame TTT a indrumatorului pentru lucrari de laborator si proiect va rezulta Businesq :
Bq = 0.16
τ = = = 3.59 h
c. Racirea
Racirea se face de la temperatura de revenire Tr = 300 °C pana in jur de 20°C.
Se alege coeficientul α la racire in apa facand media aritmetica intre 2 valori alese in domeniul temperaturilor de lucru ;
= = = 45 W/m°C
Bi = = = 0.16
Δθ = = = 0.06
In functie de valorile din nomograme va rezulta valoarea Bq :
Bq = 0.03
τ = = = 0.71 h
IV. CALCULUL TENSIUNILOR INTERNE LA INCALZIREA SI RACIREA PRODUSELOR
4.1. Notiuni generale
In timpul incalzirii si racirii pieselor la care se aplica tratamente termice apar tensiuni termice si structurale ale caror efecte pot fi modificari ale dimensiunilor si formei corpului metalic ajungand chiar la fisurarea lui. Daca in anumite micro-volume tensiunea depaseste limita de curgere se produc curgeri plastice locale in restul volumului producandu-se o redistribuire a tensiunilor.
Daca dupa producerea curgerii plastice tensiunea ramane superioara rezistentei la rupere si se produce ruperea (fisurarea) in domeniul plastic. Daca materialul are plasticitatea redusa, ruperea (fisurarea) se produce in domeniul elastic fara sa se produca curgerea plastica prealabila a materialului.
Fisurarea sau chiar ruperea se produce la temperaturi la care plasticitatea materialului este scazuta, acesta aflandu-se in domeniul elastic sau elasto-plastic (sub 300-400 °C la oteluri cu continut mic de carbon, 400-500 °C la oteluri cu continut mediu de carbon si ridicat de carbon si intre 500-550 °C pentru oteluri aliate).
Incluziunile nemetalice, sulfurile, segregatiile macroscopice si microscopice, intercristaline si intracristaline, prezente determina concentrarea tensiunilor in microvolumele in care exista ele, creand conditii favorabile pentru producerea fisurarii.
Tensiunile interne remanente sunt acele tensiuni care exista intr-un sistem inchis, independent de actiunea unor forte sau momente din afara. Marimea si distributia lor sunt de asemenea maniera incat totalitatea fortelor rezultante, cauzate de aceste tensiuni este egala cu zero astfel ca sistemul se gaseste in stare de echilibru mecanic. Prezenta tensiunilor remanente influenteaza comportarea materialului metalic.
In cazul in care peste tensiunile remanente se suprapun alte tensiuni se poate produce fisurarea produsului. Rezistenta la coroziune este micsorata fiind favorizata coroziunea fisurata sub sarcina. Prin redistribuirea tensiunilor, ca urmare a relaxarii lor la temperatura ordinara, se pot produce modificari ale dimensiunilor si formei sau si fisurarii.
De mentionat faptul ca tensiunile interne au si efect pozitiv cand au o anumita distributie. Prin aplicarea tratamentelor termice se poate obtine o stare de structura favorabile, prezenta tensiunilor de compresiune in strat mareste considerabil rezistenta la oboseala.
O mare importanta practica o are determinarea tensiunilor interne si a modului de repartizare a lor. Starea de tensiune rezultata (suma tensiunilor interne si externe) este hotaratoare pentru comportarea in exploatare a produselor.
Relatiile de calcul pentru determinarea tensiunilor interne sunt :
1. σ1 + σ2 + σ3 =
2. Δt = tmed – tx
3. σmax =
4. σmax =
5. tmed = tc + ( ts – tc )
6. Δtmax = – ( ts – tc )
7. σmax = – ( ts – tc ) – 0.7 βE ( ts – tc )
= – 0.18( ts – tc)
– la suprafata cilindrului
8. σmax = ( ts – te ) 0.18 ( ts – tc )
– in centrul cilindrului
9. σst = εst
Semnificatia notatiilor care au aparut in relatii dar si valorile marimilor cunoscute sunt urmatoarele :
β – coeficientul de dilatare liniara, [°C-1] ;
βE = 0.25 pentru otelurile incalzite la 500 °C
σ1 ; σ2 ; σ3 – tensiunile principale ce actioneaza perpendiculare pe laturile unui element de volum, [N/mm2] ;
E – modulul de elasticitate, [N/mm2] ;
μ – coeficientul lui Poisson (coeficient de contractie transversala), pentru otel μ = 0.3 ;
ts – temperatura suprafetei, [°C] ;
tmed – temperatura medie teoretica a piesei, [°C] ;
tx – temperatura punctului in cauza, [°C] ;
tc – temperatura centrului, [°C] ;
εst – contractia structurala liniara ;
σst – tensiunea structurala de incalzire ;
– pentru un otel cu 0.05 % C la temperatura punctului Ac3 :
εst = 0.002 , E = 45000 N/mm2 ;
– pentru un otel cu 0.8 % C la temperatura punctului Ac1 :
εst = 0.001, E = 105000 N/mm2 ;
4.2. Calculul tensiunilor
a. Normalizare :
σmax = ( ts – te ) 0.18 ( ts – tc )
σmax = 0.18 ( 830 – 780 ) = 9 N/mm2
Δtmax = 830 – 780 = 50 °C
σst = εst = 0.0001 = 6.42 N/mm2
σtot = σmax + σst = 9 + 15 = 24 N/mm2
b. Calire :
ts = tm – θs ( tm – to ) = 850 – 0.036 ( 850 – 20 ) = 820.12 °C
tc = tm – θc ( tm – to ) = 850 – 0.05 ( 850 – 20 ) = 808.5 °C
Δtmax = 820 – 808.5 = 11.5 °C
σmax = 0.18 ( ts – tc ) = 0.18 ( 820.12 – 808.5 ) = 2.09 N/mm2
σst = εst = 0.0001 = 6.42 N/mm2
σtot = σmax + σst = 2.09 + 6.42 = 8.51 N/mm2
c. Revenire :
ts = tm – θs ( tm – to ) = 330 – 0.09 ( 330 – 20 ) = 302.1 °C
tc = tm – θc ( tm – to ) = 330 – 0.15 ( 330 – 20 ) = 283.5 °C
Δtmax = 302.1 – 283.5 = 18.6 °C
σmax = 0.18 ( ts – tc ) = 0.18 ( 302.1 – 283.5 ) = 3.34 N/mm2
σst = εst = 0.0001 = 6.42 N/mm2
σtot = σmax + σst = 3.34 + 6.42= 9.76 N/mm2
V. CALCULUL UTILAJULUI DE BAZA SI AUXILIAR
(BILANTUL TERMIC)
5.1. CALCULUL SI DIMENSIONAREA CUPTOARELOR ELECTRICE
Cuptoarele de incalzire electrice folosesc ca elemente de incalzire rezistente metalice pana la 1200 °C si rezistente nemetalice pana la 1450 °C.
Calculul si etapele de calcul care se parcurg indiferent de natura elementelor de incalzire, pentru calculul cuptoarelor de incalzire :
– determinarea dimensiunilor spatiului de lucru ;
– determinarea duratei de incalzire-mentinere ;
– determinarea bilantului termic si a puterii necesare ;
– determinarea puterii cuptorului ;
5.1.1. Determinarea dimensiunilor spatiului de lucru
Spatiul de lucru(dimensiunile interioare) se determina in functie de tipul si marimea incarcaturii se lasa un spatiu de siguranta intre incarcatura si peretii cuptorului, (in bolta si peretii laterali sunt amplasate rezistoarele. Fig. 5.1. Modul de amplasare a incarcaturii in cuptor
d2 – distanta de la peretele lateral la incarcatura ;
d5 – distanta de la bolta la incarcatura ;
b – latimea sarjei ;
B – latimea vetrei.
Dupa ce s-a stabilit distantele de siguranta dintre incarcatura si peretii cuptorului, se determina suprafata vetrei cuptorului, respectiv volumul interior al acestuia.
Cuptorul electric ales are dimensiunile interioare in [mm] de :
B x H x L = 1100 x 500 x 1700
Totalul productiei anuale de filiere care este de 15000 seturi pe an. Acestea se vor efectua in 2 sarje.
5.2. Determinarea duratei de incalzire- mentinere
Se determina duratele de incalzire-mentinere in functie de natura materialului, tipul piesei, tehnologia de tratament termic Acest calcul a fost prezentat in capitolul 3 din acest proiect.
5.3. Determinarea bilantului termic
Pentru dererminarea bilantului termic, mai intai se determina cantitatea totala de caldura necesara pentru incalzirea unui cuptor electric de tratament termic se poate scrie ca o serie de calduri :
Qtot = Qutil + Qsupl + ΣQpierd
Unde :
Qutil – caldura consumata pentru incalzirea sarjei de la temperatura mediului ambiant la temperatura de tratament termic ;
Qsupl – caldura suplimentara ;
Qpierd – caldura pierduta in timpul incazirii si mentinerii la temperatura de tratament termic.
Qsupl = Qperete + Qmanta + Qdispoz + Qgaz
Qpierd = Qpierd perete + Qpierd sc.circ + Qpierd usa
5.3.1. Calculul caldurii utile
Caldura utila Qutil – reprezinta caldura consumata pentru incalzirea incarcaturii de la To la o temperatura medie intre suprafata si centrul piesei, Tmed.
Qutil = 0.2778
Qutil = = 764360 W
msarja – reprezinta masa incarcaturii, [kg] ;
m = ρ V = ρ ( V1 + V2 )
m = 7810 = 241.12 kg
msarja = 190 m = 190 ∙2.47 = 494 kg
ifin – entalpia finala (la temperatura de tratament termic), [kJ/kg] ;
iin – entalpia initiala (la temperatura de 20 °C), [kJ/kg].
5.3.2. Calculul pierderilor de caldura
Relatia care determina pierderile de caldura care se produc este :
Qpierd = Qpierd perete + Qpierd sc.circ + Qpierd usa
Pentru calculul pierderilor de caldura prin perete trebuie sa se aiba in vedere faptul ca zidaria cuptorului este formata dintr-un strat de zidarie refractara format din samota a carui grosime este δs si strat de zidarie izolator termic format din diatomita, a carui grosime este δd. Zidaria refractara este sustinuta de o manta metalica formata din tabla de grosime δm.
5.3.2.1. Calculul caldurii care se pierde prin perete
La determinarea fluxului termic este nevoie de dimensiunile interioare ale cuptorului (H, B, L), iar in functie de temperatura de incalzire se aleg grosimile straturilor de samota si diatomita. Grosimea mantalei metalice se alege in functie de marimea cuptorului.
Dimensiunile incintei cuptorului sunt :
B x H x L =1100 x 500 x 1700 [mm3]
Grosimile straturilor peretilor :
δs = 120 mm – grosimea stratului de samota ;
δd = 310mm – grosimea stratului de diatomita ;
δm = 11mm – grosimea mantalei metalice ;
Dimensiunile exterioare ale cuptorului :
B’ =B + 2(δs + δd + δm) =1100 + 2(120 + 310 + 11) =1782 mm
H’ =H + 2 (δs + δd + δm) = 500 + 2(120 + 310 + 11) =1382 mm
L’ =L + 2(δs + δd + δm) = 1700 + 2(120 + 310 + 11) = 2522 mm
Qpierd perete = q ∙ F , [W]
q – fluxul termic.
F – media geometrica a suprafetei interioare si exterioare prin care are loc schimbul de caldura ;
, [m2]
Fext – suprafata exterioara totala a coptorului, [m2] ;
Fint – suprafata interioara totala a spatiului de lucru, [m2] ;
Fint = 2BH + 2BL + 2HL = 4.47 m2
Fext = 2B’H’ + 2B’L’ + 2H’L’ = 18.31 m2
= 9.32 m2
q = , [W/m2]
Tzid – temperatura stratului interior, [°C] ;
To – temperatura mediului ambiant, [°C] ;
δs , δd – grosimea peretelui, [m] ;
λs , λd – conductivitatea termica a stratului, [W/m°C] ;
αp – coeficient de cedare a caldurii de la perete la mediul exterior
αp = 18 [W/m°C]
Tzid = Tm + (30…40) °C
Tm – temperatura mediului de incalzire, [°C] ;
Tzid = 860 + (30…40) °C = 900 °C
– temperatura la limita straturilor :
= = 460 °C
– temperatura medie a stratului de samota :
= = 680 °C
– temperatura medie a stratului de diatomita :
= = 570 °C
Fig. 5.3. Distributia temperaturii in peretii cuptorului
Conductivitatile termice ale straturilor de samota si diatomita, sunt luate din tabele sau cu urmatoarele relatii de calcul :
λs = ( 0.2 + 0.0002 Ts ) 1.162 = 0.39 W/m°C
λd = ( 0.1 + 0.0001 Td ) 1.162 = 0.18 W/m°C
q = = = 431,1 W/m2
Qpierd perete = q F = 431.1 ∙ 9,32 = 4017,8 W
Dupa ce s-a calculat Qpierd perete se determina temperaturile reale pe straturile de samota, diatomita si manta cu urmatoarele relatii :
Ts = Tzid – = 900 – = 839,2 °C
= 18.9 %
Td = Tzid – = 900 – = 471,1 °C
= 17.35 %
– temperatura reala la suprafata de contact a straturilor :
T’ = 2Ts – Tzid = 1678,4 – 900 = 778,4 °C
– temperatura la suprafata exterioara a stratului de diatomita :
To = 2Td – T’ = 942,2 – 778,4 = 163,8 °C
In cazul in care temperatura astfel calculata difera cu mai mult de 15-20 % fata de cea aleasa, se stabilesc noi temperaturi pentru straturi, cu care se refac calculele, obtinandu-se un nou flux termic deci o noua caldura pierduta prin perete.
Temperatura la suprafata mantalei metalice nu trebuie sa depaseasca 50°C. In caz contrar se maresc grosimile straturilor si se recalculeaza caldura pierduta prin perete.
5.3.2.2. Calculul caldurii pierdute prin scurtcircuit
Caldura pierduta datorita scutcircuitului dintre bornele elementelor de incalzire si ale termocuplelor :
Qpierd sc.circ = ksc Qpierd perete = 0.5∙ 4017,8 = 2008,9 W
ksc = 0.5 – coeficient pentru determinarea Qpierd sc.circ in functie de numarul punctelor de scurtcircuit.
5.3.2.3. Calculul caldurii pierdute prin usa
Caldura pierduta prin usa din cauza deschiderii acesteia pentru introducerea si scoaterea sarjei din cuptor :
Qpierd usa = C1,2 , [W]
C1,2 – coeficient de radiatie ;
C1,2 = 4.96 [kcal/m2hk4]
Tcupt – temperatura cuptorului, [°C] ;
Ta – temperatura mediului ambiant, [°C] ;
Fu – suprafata usii, [m2] ;
Se considera o usa cu deschiderea de 0.5 x 0.5 m ;
Fu = 0.27 m2
Φu – coeficient de diafragmare ;
Din nomograme se alege cu valoarea Φu = 0.65
Ψu – fractiune de timp in care usa este deschisa, [h] ;
Pentru intervalul de timp in care usa este deschisa se alege un timp mediu de 3 minute. Ψu = 4 min = 0.06 h.
Qpierd usa = 4.96 = 219,2 W
Suma caldurilor pierdute :
ΣQpierd = Qpierd perete + Qpierd sc.circ + Qpierd usa
ΣQpierd = 4017,8 + 2008,9 + 219,2 = 6245,9 W
5.3.3. calculul caldurii suplimentare
Caldura suplimentara Qsupl este caldura care se inmagazineaza in zidaria refractara, mantaua metalica a cuptorului, atmosfera cuptorului si eventualele dispozitive auxiliare utilizate la incalzirea sarjei.
Qsupl = Vs γs cps Tmed.s + Vd γd cpd Tmed.d + Vm γm cpm Tmed.m +
+ Vgaz γgaz cpgaz Tmed.gaz + Vdisp γdisp cpdisp Tmed.disp , [W]
Notatiile au urmatoarea semnificatie :
Vi , γi , cpi , Tmed.i – volumul, densitatea, caldura specifica si temperatura medie a stratului de samota, diatomita, manta, gaz si dispozitive.
Se vor calcula mai intai volumele corespunzatoare pentru gaz, samota, diatomita si manta metalica.
Vg = B x H x L = 1,1 x 0.50 x 1.7 = 0.935 m3
Vs = Vs’ – Vg = 1.164 – 0.569 = 0.595 m3
Vs’ = 1.03 x 0.72 x 1.57 = 1.164 m3
Vd = Vd’ – Vs’ = 4.712 –1.164 = 3.548 m3
Vd’ = 1.63 x 1.38 x 2.093 = 4.712 m3
Vm = Vm’ – Vd’ = 4.725 – 4.712 = 0.020 m3
Vm’ = 1.619 x 1.376 x 2.121 = 4.725 m3
γg = 0.33 kg/m3 cpg= 1382 J/kg°C
γs = 1300 kg/m3 cps = 1065 J/kg°C
γd= 600 kg/m3 cpd = 923 J/kg°C
γm = 7810 kg/m3 cpm= 546 J/kg°C
Qsupl = 0.572 ∙ 0.33 ∙ 1382 ∙ 805 + 1.194 ∙1300 ∙ 1067 ∙ 799 +
+ 3.511 ∙ 600 ∙ 923 ∙ 442 + 0.017 ∙ 7810 ∙ 546 ∙ 30 = = 2183237362 J.
Qsupl = 521765 kcal = 606294 W
5.4. Dterminarea puterii cuptorului
Caldura dezvoltata in cuptor intr-un ciclu de lucru :
= = 393399 W/h
= 393 kW/h
unde : τinc – reprezinta timpul de incazire , [h] ;
Dupa ce s-au determinat toti termenii care intervin la calcularea caldurii totale consumate, se poare calcula puterea cuptorului :
Ncupt = k Qinc = 1.5 ∙ 392 = 588 kW , se
k – coeficient de siguranta care tine seama de posibilitatea intensificarii mersului cuptorului, scaderea tensiunii in retea, inrautatirii izolatiei termice ;
k = 1.4 … 1.5
Randamentul cuptorului este :
η = = = 0.56
Intimpul functionarii fara oprire timp de mai multe cicluri randamentului cuptorului creste.
5.5. Calculul elementelor de incalzire
Se porneste de la datele initiale necesare proiectarii :
– puterea motorului , Ncupt ;
– numarul de faze , nf = 3 ;
– numarul de linii paralele , nl = 2 ;
– tensiunea de alimentare , Ua = 380 V ;
Se calculeaza urmatoarele marimi :
a. Puterea pe faza :
= = 196 kW
b. Puterea pe linia paralela :
= = 98 kW
c. Tensiunea pe faza :
Uf = = = 219.39 V
d. Alegerea elementelor de incalzire :
Acestea vor fii alese in functie de temperatura de tratament termic, temperatura de utilizare a acestora, Tel.inc, trebuind sa fie cu aproximativ 50 °C mai mare decat temperatura mediului de incalzire.
Tpiesei = 820 °C
Tcupt = 850 °C
Tel.inc = 900 °C
e. Puterea specifica superficiala :
Se determina din tabele incarcarea specifica superficiala ideala :
νideal = 2.4 W/cm2
Cu ajutorul acestei valori se determina incarcarea specifica superficiala admisibila cu relatia :
νadm = Ψ νideal = 0.45 2.4 = 1.08 W/cm2
Ψ – coeficient care tine seama ca numai o parte din caldura emisa de rezistor ajunge la piesa, aceasta depinzand de modul de amplasare a rezistorului in cuptor, Ψ = 0,45 pentru bare si benzi spiralate montate liber.
Pentru incalzire in mufle, se adopta νadm = 0.5 … 0.6 W/cm2
f. Incalzitorul se stabileste din sarma spirala :
Fig. 5.4. Incalzitorul – sarma spirala
g. Diametrul sarmei electrodului de incalzire :
Pentru aceasta se folosesc urmatoarele relatii :
dnec = = = 19.12 mm
Se adopta o sarma cu diametrul def = 20 mm.
In continuare se calculeaza lungimea necesara pe linia paralela :
Lp = = = 144.41 ~ 145 m
Lungimea totala a sarmei :
L = 2 Lp + Lborna = 2 ∙ 145 + 0.57 = 290,57 m
Lborna = bperete + ( 0.075 … 0.15 ) = 0.42 + 0.15 = 0.57 m
Lborna – lungimea bornelor de iesire ;
bperete – grosimea peretelui cuptorului ;
Masa sarmei :
G = = = 817,1 kg
h. Calculul incarcarii specifice reale :
Incarcarea specifica reala se calculeaza cu relatia :
νreal = = = 1.098 W/cm2
i. Elementele din sarma se infasoara in spire cilindrice ca si in figura prezentata mai sus. Intre dimensiuni se pastreaza anumite proportii date de relatiile
Kmiez = = 6 … 8
Kinfas = = 2 … 4
Acestea sunt caracterizate prin coeficientii miezului si densitatea infasurarii pentru sarma rotunda.
Lungimea spiralei este :
lsp = 2 = 2 = 215,38 mm
Folosindu-se coeficientul m, se poate calcula grosimea necesara conform relatiei :
anec =
anec = = 4.94 mm
m = 8 … 12
Se adopta o grosime aef > anec.
aef = 5 mm.
5.6. Calculul bailor de calire
Baile de calire sunt instalatii care asigura racirea rapida a pieselor in scopul calirii.
Cerinta cea mai importanta impusa bailor de calire, este pastrarea capacitatii de racire pe parcursul folosirii lor, fapt ce pretinde mentinerea temperaturii mediului in limite relativ restranse. Acest lucru se realizeaza fie prin improspatarea lichidului de racire, fie prin racirea locala cu ajutorul serpentinelor prin care circula apa de racire.
5.6.1. Bai cu reimprospatarea lichidului de racire
O astfel de instalatie de racire se compune dintr-o baie propriu-zisa, o punga de evacuare a lichidului surplus si sistemul de conducte (aductiune si evacuare). La calculul de dimensionare a acestor bai trebuie avut in vedere urmatoarele :
– volumul de lichid cuprins in baie sa asigure capacitatea de racire (racirea pieselor in timpul prescris) ;
-volumul pungii de evacuare sa permita evacuarea lichidului in surplus, rezultata prin introducerea pieselor si prin dilatare ;
– inaltimea baii sa fie mai mare decat cea mai mare piesa supusa racirii ;
– reimprospatarea lichidului sa se faca printr-o miscare in masa a lichidului si nu prin vane separate ;
In urma calculelor efectuate pe baza bilantului termic rezulta voluml de lichid al baii :
VL =
Unde :
VL – volumul lichidului ;
m – masa pieselor racite , [kg] ;
Ti , Tf – temperatura initiala si finala a pieselor , [°C] ;
ci , cf – caldura specifica initiala si finala a peselor , [J/kg °C] ;
TLi , TLf – temperatura initiala si finala a lichidului de racire
cL – caldura specifica a lichidului de racire , [J/kg °C] ;
Volumul pungii se calculeaza cu relatia :
Vp = V1 + V2
V1 = – volumul de lichid dislocuit de piesa , [L]
V2 = – cresterea de volum datorita dilatarii , [L] ;
ρi , ρf – masa specifica initiala si finala a lichidului de racire , [kg/L] ;
ρm – masa specifica a materialului pieselor , [kg/L] ;
Avand volumele baii si pungii de evacuare, in functie de dimensiunile de gabarit ale pieselor supuse racirii se stabilesc constructiv dimensiunile lor liniare.
Cunoscandu-se timpul lor de racire a pieselor si admitand vitezele de aductiune (va) si evacuare (ve) a lichidului se calculeaza debitulnecesar de lichid si diametrele conductelor.
q = , [m3/s]
da,e = , [m] .
5.6.2. Bai de calire cu racirea prin serpentine
Acestea sunt de regula bai de ulei, la care racirea se face cu apa care circula prin tevi de cupru in forma de serpentina.
In baza bilantului termic, tinand seama de faptul ca lichidul de racire care circula prin serpentina trebuie sa preia caldura introdusa de piese in baie, rezulta aceleasi relatii ca si in cazul precedent pentru diametrul tevii serpentinei.
Lungimea tevii serpentinei se calculeaza cu relatia :
L =
S = – suprafata laterala a serpentinei ;
α – coeficient mediu de trasmisie a caldurii , [W/m2°C] ;
Tmed – temperatura medie, apreciata ca diferenta intre temperaturile medii ale uleiului si apei , [°C] ;
Tmed =
Tui , Tuf – temperatura initiala si finala a uleiului , [°C] ;
Tai , Taf – temperatura initiala si finala a apei , [°C] ;
Cand lungimea serpentinei rezultata prin calcul este prea mare, se recurge la infasurarea ei in doua straturi sau se mareste putin diametrul.
Se recomanda incadrarea dimensiunilor de baza in limitele :
Ds < Db – 2b
p > 2d .
VI. CALCULUL PRODUCTIVITATII UTILAJULUI DE BAZA
Productivitatea este o caracteristica tehnico-economica de baza ce defineste jn utilaj. Ea se determina, in mod unic pentru un anumit tip de tratament, pentru un anumit tip de utilaj, tinand cont de disteibutia tehnologica a utilajelor de tratamente termice , caracteristicile lor functionale depind la randul lor de :
– numarul, dimensiunile, greutatea si configuratia produselor care pot fi supuse in unitatea de timp a tratamentului termic;
– posibilitatile de realizare a parametrilor termici, a prescriptiilor, privind calitatea suprafetei si variatiile dimensionale ale pieselor ;
– posibilitatile de mecanizare si automatizare a operatiilor de baza si de implementare a tratamentului termic in flux general de prelucrare ;
– si alti indicatori tehnici si economici.
6.1. Calculul productvitatii la cuptoarele electrice tip camera cu vatra mobila
Productivitatea orara P0 se determina cu relatia :
P0= , [kg/h];
unde :
m= masa pieselor , [kg] ;
= timpul total al ciclului de tratament, [h] ;
i+m+r+k+p , [h] ;
i, m, r – reprezinta timpul de incalzire, mentinere si racire, si are ca si unitate de masura ora [h] ;
k – este timpul pentru manipularea incarcaturii, [h] ;
p – este timpul de pauza tehnologica, [h] ;
Productivitatea specifica Ps se determina cu relatia :
Ps= , [Kg/m2h] ;
sau Ps=, [Kg/m3h] ;
unde :
S – reprezinta suprafata utila a cuptorului, [m2];
V – reprezinta volumul util al cuptorului, [m3];
a. Determinarea productivitatii orare la normalizare :
i+m+r+k+p , [h] ;
= 10,42 + 1,08 + 0,54 + 0,16 + 0,33 = 12,53h 13h ;
P0 = 268/13 = 20,61 kg/h ;
M = 400 ∙ 0,67 = 268 kg ; greutatea pe sarja
Ps=20,61/0,675 = 30,533 kg/m2h ;
S=0,75 ∙ 0,90 = 0,675 m2
b. Determinarea rproductivitatii orare si specifice pentru calire
= 18,31 + 0,9 + 0,4 + 0,16 + ,033 = 20,1 h 20h ;
P0 = 271/20 = 271 Kg ;
m = 404 ∙ 0,67 = 271 kg ;
S = suprafata utila a baii de calire ;
D = 0,65 m ; S = πD2/4 = 0,33 m2 ;
PS = 13,55/0,33 = 41,06 kg/m2h ;
6.2. Calculul duratei de tratament termic in functie de productia anuala
Productia anuala de piese a fost impusa de tema de proiect si este de 15000 seturi de filiere pe an.
a. Pentru tratamentul de normalizare care dureaza 7,68 ore/sarja se lucreaza 3 schimburi, tratandu-se 2 sarje pe zi.
Numarul de filiere tratate pe sarja este :
NP/S = 450 buc/sarja ;
Nr de sarje = 6000/450 = 13,3sarje adica 14 sarje ;
Numarul de filiere tratate pe zi :
NP/Zi = 450 ∙ 2 = 900 buc/zi ;
Tratamentul termic de normalizare al intregului lot este :
TR = = 6000/900 = 6,6 zile ;
Pentru a determina tratamentul termic la intreaga cantitate de filiere in timpul prevazut sunt necesari pe schimb muncitori cu urmatoarele categorii:
– un muncitor categoria a II-a, cu o retributie orara de 28.759 lei/ora ;
– un muncitor categoria a III-a, cu o retributie orara de 31.176 lei/ora
b. Pentru tratamentul termic de calire care dureaza 7,33 ore/sarja, se lucreaza 3 schimburi tratandu-se 1 sarja pe zi.
Numarul de filiere tratate pe sarja este :
NP/S = 410 buc/sarja ;
Nr. Sarje = 6000/400 = 15 sarje ;
Numarul de filiere tratate pe zi :
NP/Zi = 400 ∙ 1= 400 buc/zi.
Tratamentul termic de normalizare al intregului lot este :
TR = = 15000/400 = 37,5 zile ;
Pentru a termina tratamentul termic la intreaga cantitate de filiere in timpul prevazut sunt necesari pe schimb muncitori cu urmatoarele categorii:
– un muncitor categoria a III-a , cu o retributie orara de 30.084 lei/ora ;
– un muncitor categoria a IV-a, cu o retributie orara de 36.212 lei/ora.
Necesarul de personal pentru aplicarea tehnologiei de tratament termic final pentru 15000 de filiere este :
– 1 muncitor categoria a II-a , cu o retributie orara de 28.482 lei/ora;
– 2 muncitori categoria a III-a ,cu oretributie orara de 31.173 lei/ora;
– 1 muncitor categoria a IV-a , cu o retributie orara de 38.429 lei/ora.
Retributia muncitorilor pe intraga durata a ciclului de tratament termic este :
Rm = (26598 + 3084) ∙ 8 ∙ 3 ∙ 7,5 + (30084 + 36212) ∙ 8 ∙ 3 ∙ 15
= 34169423 lei
6.3. Costul energiei electrice pentru intreg lotul de filiere
a. Costul energiei electrice consumate pentru tratamentul termic de normalizare este :
CEEN = NcTrTFziCKW , [Lei];
TFziCKW = 3524 Lei/kw reprezinta costul unui kw la societati comerciale la 01.2006
NC = 150 kw/ora ;
TN = durata tratamentului termic de normalizare, [zile];
TFzi = timpul de functionare pe zi, [h];
CEER = 150 ∙ 7,5∙ (13∙ 2) ∙ 3524 = 101245271 lei.
b. Costul energiei electrice consumate pentru tratementul termic de calire este :
CEEC = Ncreuzet ∙ Tc ∙ TFzi ∙ CKW , [lei] ;
Ncreuzet = 231 kw/h ;
Tc = 18,3 h ;
CEEC = 231 ∙ 15 ∙ (18,3 ∙ 2) ∙ 3524 = 217561426,2 lei ;
Costul total al energiei electrice consumate pentru tratamentul final al filierelor :
CEE = CEER + CEEC , [lei];
CEE = 101245271 + 217561426,2 = 318806697,2 lei
CEE = 318806697,2 lei .
6.4. Costul materiei prime din care se executa piesele
Cmp = Potel mp , [lei];
unde:
Potel = 6900 lei/kg reprezinta pretul unui kg de otel laminat rotund Ø 40 OSC 7.
MP = 3940 kg reprezinta masa pieselor ,
Potel = 3940 kg ∙ 6900lei/kg = 27186000 lei
PMP = 27186000 lei.
6.5. Costul apei pentru baia de calire
Capa = VT. apa ∙ Papa , [lei];
Papa = 2363 lei/m3 este pretul unui m3 de apa industriala la 01.2006;
Vapa = 1524 l/sarja = 1,5 m3/sarja,
Vapa = 1,5 ∙ 15=22.5 m3 la care se adauga apa de adaos cca 45m3
VT.apa = 67 m3
Capa = 67m3 ∙ 2412lei/m3 = 161604 lei,
Capa = 161064 lei.
6.6. Cheltuieli comune ale sectiei
Cc = 1,12% CE = 1,12/100 ∙ 318806697,2 = 3570635 lei
Cc= 3570635 lei
6.7. Costul total al tehnologiei de fabricatie pentru o
filiera
CTT=, [lei] ;
CTT = (34169423 + 318806697,2 + 27186000 + 161064 +3570635) / 15000 = 25592,92 lei
CTT = 25592,92 lei.
VII. CALCULUL PRETULUI DE COST SI AL EFICIENTEI ECONOMICE
Pretul samotei :
Cs = Vs ∙ γs ∙ Ps , [lei] ;
Vs = volumul samotei, [m3] ;
γs = greutatea specifica a samotei, [Kg/m3] ;
Ps = pretul unei tone de samota, [lei/t] ;
Ps = 175246 lei/t
Cs = 1,45 ∙ 1300 ∙ 175246 ∙ 10-3 = 330338,7 lei
Pretul diatonitei :
Cd = Vd ∙ γd ∙ Pd , [lei] ;
Pd = 232497 [lei/Kg] ;
Cd = 4,23 ∙ 600 ∙ 232497 ∙ 10-3 = 590077,37 [lei] ;
Pretul mantalei metalice :
Cm = Vm ∙ γm ∙ Pm , [lei] ;
Pm = 3610 [lei/Kg] ;
Cm = 0,22 ∙ 7810 ∙ 3610 = 6202702 [lei] ;
Constructia metalica a cuptorului se executa din diferite profile dim OLC 37.
Formula de calcul a costurilor pentru profilele din care se executa structura de rezistenta a cuptorului este :
Cprofil = nrp ∙ lp ∙ msp ∙ Pp , [lei] ;
nrp reprezinta numarul de profile necesare,
lp = lungimea profilului, [m] ;
msp = masa specifica a profilului, [Kg/m3] ;
Pp = pretul profilului, [lei/Kg] ;
Pentru profilul I 12 avem :
n = 12 buc. ; l = 1,77 m
n = 6 buc. ; l = 1,85 m
n = 4 buc. ; l = 1,77 m
msp = 11,2 Kg/m ; Pp = 5170 lei/Kg ;
CI12 = (12 ∙ 1,77 + 6 ∙ 1,85 +4 ∙ 1,77) ∙ 11,2 ∙ 5170 =2285356,52 lei
Pentru profilul I 18 avem :
n = 2 buc. ; l = 1,77 m
msp = 21,9 Kg/m ; Pp = 5200 lei/Kg ;
CI18 = (2 ∙ 1,77) ∙ 21,9 ∙ 5200 = 4031343,33 lei.
Pentru profilul U 12 avem :
n = 6 buc. ; l = 0,80 m
msp = 13,4 Kg/m ; Pp = 5170 lei/Kg ;
CU12 = (8 ∙ 0,80) ∙ 13,4 ∙ 5170 = 332532,63 lei.
Costul osiilor :
Co = 2Ly ∙ Po , [lei] ;
Po = 4100 lei bucata ;
Ly = 2,24 m ; Lz – reprezinta lungimea vetrei.
Co = 2 ∙ 2,24 ∙ 4100 = 19844 lei.
Costul caii de rulare :
Ccr = 2Lm ∙ Pcr , [lei] ;
Lm = 5,5 m Lm – reprezinta lungimea caii de rulare.
Pcr = 9458 lei bucata ,
Ccr = 2 ∙ 5,50 ∙ 9458 = 104038 lei ;
Costul transmisiilor mecanice :
Ctm = 6100000 lei ;
Costul rotilor de rulare :
Crr = 325981 lei;
Costul motorului electric de antrenare :
Cme = 1850000 lei ;
Costul rezistorilor :
Cre = 180 ∙ 1700 = 306000 lei ;
Costul total : Ctotal = , [lei] ;
Ctotal = 20152232,55 lei
VIII. CONTROLUL TEHNIC DE CALITATE
AL PRODUSELOR PE FLUXUL DE FABRICATIE
In sectiile de tratamente termice sunt necesare urmatoarele controale tehnice :
– controlul materialelor si produselor inainte de tratament termic;
– controlul desfasurarii procesului tehnologic de tratament termic;
– controlul rezultatului tratamentului termic.
Controlul initial presupune controlul compozitiei chimice, a calitatii materialului, a structurii si controlul dimensional.
Controlul desfasurarii procesului tehnologic cuprinde : controlul temperaturii, duratei, debitelor si presiunilor gazelor, punctul de roua, compozitia chimica agazelor intrate si evacuate, gradul de disociere, compozitia chimica a mediilor de incalzire si racire.
Controlul final se poate face la toate produsele tratate termic sau prin alegerea unuia sau mai multor produse din loturi de produse tratate. Principalele controale sunt: caracteristicile mecanice si in special duritatea si structura.
1. CONTROLUL CARACTERISTICILOR
MECANICE
1.1. INCERCAREA DE DURITATE
Dupa modul de efectuare a incercarii, se deosebesc trei moduri de masurare a duritatii :
– Incercarea de duritate prin zgariere ;
– Incercarea de duritate prin patrunderea unui penetrator ;
– Incercarea de duritate prin recul sau dinamica.
1.1.1. INCERCAREA DE DURITATE BRINEL
Incercarea consta in apasarea, cu o sarcina F, un timp dat, pe piesa de incercat, a unei bile din otel de diametru D si masurarea diametrului d al urmei lasata de bila dupa indeprtarea sarcinii. Unitatea de masura a duritatii HB este daN/mm2.
Aceasta metoda nu poate fi utilizata pentru determinarea duritatilor la suprafetele calite sau tratate termochimic (carburare, carbonitrurare, nitrurare,etc..). Metoda este folosita in special pentru masurarea duritatii pieselor forjate, laminate, turnate ca si pentru scule, matrite a caror duritate nu depaseste 450 HB.
1.1.2. INCERCAREA DE DURITATE ROCKWELL
Incercarea consta in apasarea unui penetrator con de diamant sau bila de otel la incercarea ROCKWELL sub o sarcina initiala (F0) si apoi sub o suprasarcina (F1) si masurarea adancimii remanente de patrundere “e” dupa indepartarea suprasarcinii, mentinandu-se sarcina initiala aplicata.
Suprafata de examinat trebuie sa fie neteda, lipsita de defecte si portiuni oxidate sau decarburate. Incer carea se face pe suprafete plane cu o arie corespunzatoare unui diametru de cel putin 6 mm, respective pe suprafete curbe cu o raza mai mare de 25 mm, considerate ca plane.
Grosimea piesei de incercat trebuie sa fie de cel putin 8e.
1.1.3. INCERCAREA DE DURITATE VICKERS
Incercare consta in aplicare pe piesa de incercat a unei sarcini F, un timp dat, a unui penetrator piramidal drept, cu baza patrata, avand unnghiula varf α, dupa care se masoara diagonalele d1 si d2 ale urmei lasate pe suprafata de incercat dupa indepartare sarcinii.
Suprafata de incercat a probei este necesar sa fie neteda, plana, curate, lipsita de defecte, pe o portiune care sa asigure distanta de la centrul urmei la marginea suprafetei plane de cel putin 2,5d.
Grosimea piesei de incercat trebuie sa fie de minimum 1,5d in cazul metalelor si alijelor feroase dure si de minimum 3d in cazul metalelor si aliajelor neferoase si moi.
1.2. INCERCAREA DE INCOVOIERE PRIN SOC ( REZILIENTA )
Aceasta consta in ruperea dintr-o singura lovitura cu un ciocan-pendul, a unei epruvete prevazuta la mijloc cu o crestatura in U, asezata liber pe doua reazeme.
Rezilienta se defineste ca raportul dintre energia consumata la rupere (W) si aria sectiunii initiale (S0) a epruvetei in dreptul planului de simetrie a crestaturii si se indica prin simbolul KCU, umat de valorile W0 (energia potential initial), h (adancimea), b (latimea). Ex. KCU 140/2/5.
La incercarea de incovoiere prin soc pe epruvete cu crestatura in V se determina energia consumata la rupere, neglijandu-se pierderile de energie prin frecare, vibratii si deformari.
Pentru indicarea caracteristicilor mecanice de incovoiere prin soc pe epruveta care este prevazuta cu o crestatura in V se foloseste simbolul KV, urmat de valorile n si b.
Ex. KV 290/5.
2. CONTROLUL STRUCTURII
Mai intai se face o analiza metalografica care consta in examinarea unei suprafete, in general lustruite si atacate, a unor probe sau produse, permitand astfel studiul structurii metalelor si aliajelor.
Probele microscopice au de obicei latura sau diametrul de (10-15) mm, iar inaltimea maxima de 20 mm.
Obtinerea suprafetelor plane a probelor se face prin pilire, frezare sau polizare.
Slefuirea suprafetei se face cu materiale abrasive.
Slefuirea pe masina de slefuit se fece cu ajutorul unor discuri pe care se fixeaza hartia (panza) de slefuit.
Lustruirea suprafetei se face pe masini de lustruit, prevazute cu un disc pe care se fixeaza o pasla de lana merinos. In timpul lustruirii pasla de pe discuri se imbiba cu o suspensie apoasa de oxid de aluminiu sau oxid de crom.
Proba lustruita, spalata si uscata este introdusa in general in reactivul care pune in evidenta structura.
Analiza macroscopica se poate efectua cu ochiul liber, cu lupa simpla sau binoculara, cu microscopul la mariri mici pana la 50:1.
Analiza microscpica incepe prin examinarea probelor lustruite si neatacate, la marimi reduse (75-100x) dupa care se poate trece la examinarea cu o marire superioara.
2.1. DETERMINAREA MICROSCOPICA A MARIMII GRAUNTELUI IN OTELURI
Cunoasterea marimii grauntelui de austenita pentru tratamentele termice are o importanta foarte mare, deoarece majoritatea proprietatilor otelului aunt afectate de marimea grauntelui real.
Grauntele de austenita se poate determina prin una din metodele urmatoare: prin cementare, oxidare, atacul rosturilor grauntelui, punerea in evidenta a retelei de ferita sau de cementita, metoda prin punerea in evidenta a retelei de trostita si metoda Snyder-Graff.
3. CONTROLUL MARCII OTELURILOR
Cunoastera precisa a marcii otelurilor supuse tratamentului termic este de o importanta deosebita. Fara cunoasterea exacta a marcii otelului nu se poate stabili precis si corect tratamentul termic care trebuie aplicat.
Pentru determinarea marcii otelului, respectiv a compozitiei chimice, metoda cea mai buna si mai precisa este analiza chimica.
Metodele fizico-chimice, fara a inlocui metodele chimice de analiza, permit reducera substantiala a timpilor de analiza datorita aparaturii utilizate, marind in multe cazuri, precizia de determinare.
In ultimul timp, metodele pur fizice, tind sa inlocuiasca metodele chimice si fizico-chimice. Ele sut in general nedistructive. Metoda dezvoltata in acest scop este metoda spectrala.
In sectiile de tratamente termice, cele mai utilizate metode de control operativ sunt :
– metoda magnetica si a unei solutii de sulfat de cupru ;
– proba scantei.
Metoda magnetica consta in incercarea otelului cu un magnet, apreciindu-se daca otelul este feromegnetic sau paramagnetic.
Incercarea cu sulfat de cupru este folosita pentru a separa dintr-un lot de semifabricate sau piese pe acelea care sunt din oteluri anticorozive(inoxidabile).
Metoda scanteilor se bazeaza pe comparare formei si aspectului fasciculelor de scantei desprinse la polizarea piesei din otel necunoscut cu cele a unei bare etalon a carei compozitie chimica este bine determinate.
Aschiile desprinse in urma frecarii se incalzesc iar carbonul din ele, rectionand cu oxigenul din ele arde. Cea ce este characteristic pentru carbon este faptul ca arderea este asa de pronuntata incat particulele explodeaza.
Elementele de aliere din otel influienteaza in mod diferit aspectul si forma scanteilor.
Unele din elementele de aliere pot fi observate si la o cantitate mai mica, altele in schimb se pot observa numai la cantitati mari. Elementele de aliere cu temperature de topire ridicata impiedica arderea carbonului. In acest caz scanteile au culoarea rosie inchis iar in loc de linie continua se observa o linie intrerupta.
Pentru executarea practica a probei cu scantei trebuie sa se respecte urmatoarele conditii :
– proba etalon, in momentul polizari acesteia trebuie sa redea scantei representative pentru compozitia chimica a metalului de baza ;
– forta de apasare a probei pe polizor sau a polizorului pe proba trebuie, pe cat posibil, sa se pasteze constanta si egala cu forta care ar produce la un otel carbon cu 0,2 % C o lungime a scanteilor de 500 mm ;
– scanteii se va face in fecare din cele trei zone notandu-se urmatoarele caracteristici :
a. linie de flux (culore, numarul, stralucirea, lungimea) ;
b. deschiderile bruste ale scanteii (culoarea, forma, numarul, lungimea observarea) ;
c. rezistenta la polizare simtita de mana ;
– se va slefui local atat piesa cat si proba etalon comparandu-se formele scanteilor obtinute ;
– polizorul poate fi fix sau mobil ;
– piatra polizorului sa aiba o gsanulatie si o duritate medie, viteza periferica sa fie de 20-30 m/s, piatra sa fie perfact circulara sis a nui se dea o alta intrebuintare ;
– camera in care se executa probele cu scantei nu trebuie sa fie prea luminoasa ;
– se cere ca atat piesa de cercetat si etalonul sa fie in aceiasi stare ;
– puterea de atingere cat si suprafata de slefuit sa fie cat se poate de egale ;
– polizarea materialului si observatia scanteilor trebuie sa se faca in conditii de perfecta siguranta si protectie.
4. CONTROLUL FISURILOR
Fisura reprezinta o discontinuitate de material, determinate de tensiuni mai mari decat rezistenta la rupere, datorita racirii neuniforme , unor transformari structurale sau unor prelucrari necorespunzatoare.
La baza majoritatii matodelor de control a fisurilor stau o serie de caracteristici fizice ale materialului din care este fabricate piesa sau ale substantei utilizete de verificare, dintre acestea se mentioneaza: proprietatile magnetice, proprietatile acustice, capolaritatea, fluorescenta.
Controlul pieselor cu aceste metode se numeste controlul defectoscopic si pot fi puse in evidenta nu numai fisurile, ci si alte defecte ca : sulfuri, retasuri, incluziuni nemetalice, etc. . Caracteristic pentru toate aceste metode este faptul ca ele se aplica fara a distruge piesele care se controleaza.
4.1. METODE BAZATE PE PROPRIETATILE MAGNETICE
In categoria acestei metode intra si defectoscopia cu pulberi magnetice.
Defectoscopia cu pulberi magnetice se bazeaza pe diferenta de permeabilitete magnetica dintre metalul sanatos si locul defect.
4.2. METODE DE CONTROL CU ULTRASUNETE
Aceste metode, in general, se bazeaza pe proprietatea ultrasunetelor, de a fi reflectate la trecerea dintr-un mediu in altul. In functie de marimea efectului vor apare rapoarte diferite intre inaltimea ecoului de defect sic el de fund ale caror valori pot da indicatii asupra marimii defectului si chiar a nature lui.
4.3. METODA DE CONTROL PRIN ATAC ADANC
Aceasta metoda utilizeaza reactivi ca HCl, HNO3, H2SO4, Apa, cu atacuri la diferite temperature si timpi de mentieri.
4.4. CONTROLUL BAZAT PE ULTRASUNETE
Fisurile pot fi dederminate de catre un operator experimentat prin lovirea pieselor suspendate. O piesa fisurata are un sunet characteristic, dant un semnal sec, infundat, deosebindu-se de sunetul unei piese fara fisuri.
5. INCERCAREA LA UZARE
Ca urmare a unei miscari relative in prezenta sarcinii N are loc procesul complex de frecare si uzare a pieselor aflate in contact.
Efeectele acestui process complex sunt :
– consumul de energie ;
– pierderea de material ;
– modificarea formei si starii initiale a suprafetelor in contact.
Pentru masurarea uzurii se folosesc metode directe (masurarea dimensiunilor macro ci microgeometrice, masurarea amprentelor, cantarirea) si metode indirecte cum ar fi analiza fizica sau chimica a uzurii din lubrifiant, utilizarea trasorilor radioactivi.
IX. NORME DE TEHNICA SECURITATII MUNCII SI DE PREVENIRE SI STINGERE A INCENDIILOR SPECIFICE LABORATORULUI DE TRATAMENTE TERMICE
9.1. Scopul NTSM-ului si a PSI-ului
Scopul acestora este de a permite asimilarea de cunostinte privind normele de protectia muncii si de prevenire si stingere a incendiilor ce trebuiesc respectate in cadrul lucrarilor de laborator pentru prevenirea accidentelor de munca si a incendiilor.
Pentru buna desfasurare a lucrarilor de laborator, la fiecare lucrare de laborator se va insista asupra masurilor de protectia muncii si de prevenire si stingere a incendiilor specifice lucrarii. In conformitate cu legea 5 din 22 decembrie 1965 in Romania protectia muncii constituie o problema de stat, ce face parte integranta din procesul de munca si are ca scop asigurarea celor mai bune conditii de munca, prevenirea accidentelor de munca si a imbolnavirilor profesionale, precum si stingerea incendiilor.
9.2. Norme generale de protectie a muncii si de prevenire a incendiilor
Masurile de tehnica securitatii muncii si de prevenire si stingere a incendiilor sunt deosebit de eficace, atunci cand studentii care efectueaza lucrarile practice sunt bine instruiti si respecta integral aceste masuri. De aceea se impune ca pe timpul desfesurarii lucrarii de laborator sa se respecte disciplina tehnologica. Acest lucru presupune insusirea corecta a lucrarii de laborator, a masurilor de protectie a muncii si de prevenire si stingere a incendiilor specifice lucrarii, executarea lucrarii de laborator conform mersului lucrarii stabilit de catre conducatorul lucrarii de laborator, exploatarea si manipularea instalatiilor, utilajelor si aparatelor de masura si control specifice lucrarii de laborator conform prescriptiilor de explotare ale acestora si a indicatiilor primite de la conducatorul lucrarii de laaborator sau de tehnicianul de laborator. Se interzice manipularea altor aparate aflate in dotarea laboratorului, care nu fac obiectul lucrarii de laborator, precum si accesul mai multor persoane concomitent la posturile individuale de lucru.
Este obligatorie folosirea echipamentului de protectie aflat in dotarea laboratorului si anume : manusi de protectie, ochelari de protectie, sort de piele, scule, dispozitive, ecrane de protectie etc., la manipularea utilajelor si instalatiilor care necesita utilizarea lor.
Accidentele care pot surveni in cadrul laboratorului de tratamente termice sunt : accidente termice, chimice, electrice si mecanice.
Accidentele termice sunt : arsurile, bolile datorate expunerii indelungate efectului radiatiilor termice si slabirea vederii, datorita intensitatii luminoase mari. Pentru prevenirea accidentelor termice din faza de proiectare se iau o serie de masuri, utilajele fiind prevazute impotriva excesului de caldura radiata cu instalatii eficiente bine dimensionate, in asa fel ca suprafata lor exterioara sa nu depaseasca 60…100 °C, iar suprafetele exterioare sunt acoperite cu vopsele refractare de culoare alb-argintiu. A cuptoare se pot aplica raciri locale prin circuite de apa, perdele de apa, lanturi sau curent de apa rece, plasate in fata usii. Proiectarea usilor utilajului de incalzire se face in asa fel incat, la deschiderea lor sa nu fie indreptate cu fata interioara catre operatorul care deserveste utilajul. Studentii care deservesc instalatiile de incalzire trebuie sa fie echipati cu mijloace individuale de protectie, ochelari de protectie cu sticla colorata care sa permita vizarea spatilui de lucru al instalatiilor de incalzire. Studentii trebuie sa respecte si sa cunoasca instructiunile privind manipularea pieselor calde, la scoaterea lord in cuptoare pentru a nu se accidenta. Piesele se vor manipula numai cu ajutorul clestilor si carligelor si nu se vor atinge cu mana decat in cazul cand temperatura pieselor este 20 °C. Pentru a se vedea daca piesa se poate lua in mana se apropie dosul palmei de piesa din cuptor. Daca piesa nu mai emite radiatii termice sesizabile la apropierea mainii de piesa ea poate fi manipulata si cu mana, in caz contrar se va astepta racirea ei, deoarece piesele in aparenta reci (negre) pot provoca arsuri (emisiunea aspectului luminos vizibil incepe numai de la 500 °C in sus).
La cuptoarele bai de saruri se impune respectareea unor masuri de protectie speciale. Introducerea pieselor in baile de saruri topite se face numai dupa preincalzirea lor, a sculelor si dispozitivelor cu care sunt sarjate pentru a preveni stropirile cu sarurile topite ce pot provoca arsuri, datorita contactului sarurilor topite cu suprafetele metalice reci sau umede.
Accidentele chimice sunt intoxicatiile si respectiv arsurile de natura chimica datorita efectelor gazelor si diferitelor substante chimice folosite in cadrul lucrarilor de laborator.
In timpul exploatarii cuptoarelor ce functioneaza cu atmosfera controlata, a cuptoarelor de tratamente termochimice care functioneaza cu gaz metan, amoniac, apare pericolul intoxicarii datorita emanatiilor de CO2, NH3, SH2, CH4, etc.
Cel mai mare pericol il prezinta oxidul de carbon care este foarte toxic, are greutate mai mare decat aerul, nu are miros, iar un procent de 0.15 %CO in aerul respirat timp de o ora provoaca moartea imediata. Amoniacul este un gaz toxic, prezenta lui se detecteaza usor chiar la concentratii mici datorita mirosului caracteristic. In cazul unei concentratii de 0.2% poate provoca rapid moartea.
La baile de saruri, datorita toxicitatii foarte ridicate a gazelor emanate se prevad sisteme puternice de exhaustare cu gurile de absorbtie amplasate la nivelul creuzetului pentru a capta cat mai bine gazele care in majoritatea cazurilor sunt mai grele decat aerul si sunt concentrate le suprafata bailor. In timpul lucrului la cuptoarele bai de saruri studentii vor respecta o serie de reguli de igiena personala in scopul prevenirii intoxicatiilor si anume : nu este voie sa se fumeze la locul de munca, este interzis sa se consume si sa se pastreze alimente la locul de munca. Este obligatorie spalarea pe maini, pe fata si pe dinti inainte de a fuma sau se a lua masa in locurile special amenajate.
Accidentele electrice sunt electrocutarile, prin atingerea directa sau indirecta, arsurile, incendiile si exploziile provocate de curentii de dispersie din instalatiile energetice sau datorita descarcarilor din atmosfera.
In scopul prevenirii electrocutarilor, toate utilajele se leaga obligatoriu la pamant, iar cuptoarele electrice trebuiesc prevazute cu sisteme de decuplare automata de la retea, atunci cand se actioneaza asupra usilor acestora. La instalatiile de incalzire prin inductie, campul electromagnetic creat de generator si circuitul oscilant, la o actiune prelungita provoaca stari de oboseala si depresiune care micsoreaza randamentul si creaza pericole potentiale de accidentare. Pentru inlaturarea acestor efecte, sursele de incalzire prin inductie trebuiesc protejate ecrane special construite.
Accidentele mecanice au cauze diverse, dar in majoritatea cazurilor se datoresc manipularii incorecte a pieselor si materialelor in campul operatiilor de pregatire a sarjelor, la transportul pieselor, sculelor, dispozitivelor, etc. si la manevrarea incorecta a sculelor si dispozitivelor. O mare atentie trebuie acordata manipularii, transportului si depozitarii pieselor calde.
Datorita conditiilor specifice in loboratoarele de tratamente termice, trebuie acordata o mare atentie respectarii masurilor de prevenire si stingere a incendiilor in scopul prevenirii si stingerii incendiilor si exploziilor. La cuptoarele care folosesc ca medii de incalzire combustibili solizi (in stare pulverulenta), lichizi (in stare pulverizata) sau gazosi in amestec in stare rece cu aerul de combustie este necesara respectarea proportiilor de amestec, precum si a temperaturilor prescrise pentru a nu se forma amestecuri explozibile care la atingerea temperaturii de aprindete detoneaza.
La cuptoarele bai cu saruri ce utilizeaza saruri pe baza de azotati si azotiti (SR 140 si SR 220) se va evita depasirea temperaturii de 550 °C deoarece peste aceasta limita azotatii si azotitii se descompun, intra in reactie cu creuzetul provocand explozii. In cazul cand aceste bai se aprind atingerea lor se va face numai cu nisip uscat.
Bazinele cu ulei trebuisc prevazute cu sisteme de recirculare si racire, cu sisteme de evacuare rapida, precum si cu capace care inchid etans bezinele de ulei. Se va urmari eliminarea periodica a apei care se introduce accidental in bazinul de calire cu ulei. Apa se depune la fundul bazinului datorita greutatii specifice mai mari si datorita introducerii unei piese lungi calde se produce o evaporare puternica a apei, care proiecteaza afara uleiul fierbinte din bazin care poate provoca leziuni adanci, uleiul fierbinte fiind foarte aderant la suprafata pielii. Pentru a evita formarea unor cantitati excesive de vapori si pentru evitarea aprinderii, temperatura de lucru a uleiului va fi de 40 – 80 °C, temperatura maxima a uleiului va fi in timpul racirii sarjei cu minimum 100 °C sub punctul de inflamabilitate a uleiului folosit. Piesele se vor scurge de ulei deasupra bazinului sau in cutii speciale. Uleiul scurs pe pardoseala va fi imediat curatat pentru a preintampina accidentele prin alunecare. Bazinele de racire cu ulei si apa vor fi prevazute cu ventilatie mecanica pentru captarea vaporilor formati in timpul racirii. In cazul producerii incendiilor se vor folosi gurile de apa (in situatiile cand se poate folosi apa), nisipul precum si stingatoarele speciale.
9.3. Forme specifice de protectia muncii si de prevenire si stingere
a incendiilor in laboratorul de tratamente termice
9.3.1. Tehnica securitatii muncii la cuptoarele incalzite electric cu bare de silita sau rezistori
In scopul prevenirii electrocutarilor este necesar sa se evite contactul cu partile neizolate ale cuptoarelor. Cuptoarele se vor lega obligatoriu la pamant, efectuandu-se verificarea periodica a acestei legaturi. Este interzisa folosirea de intrerupatoare, butoane de pornire, fise de control, prize,etc., defecte precum si conectarea sau deconnectarea apasand pe ele cu obiecte metalice. Cuptoarele vor fi prevazute cu dispozitive de semnalizare si control, precum si dispozitive de decuplare de la retea la incarcarea si descarcarea pieselor, la verificarea, montarea sau reparearea rezistentelor electrice. Orice reparatie la cuptoare se va face numai de catre personalul de specialitate al laboratorului. La introducerea sau scoaterea pieselor din cuptoare se vor utiliza manusi de protectie si scule adecvate, clesti, carlige, cosuri avand grija sa nu se atinga reszistorii cu barele de silita care se pot deteriora prin lovire. La partile care se afla sub tensiune se vor lua masuri de protejare si izolare. Este interzisa comutarea transformatorului pe o alta treapta de reglaj decat treapta de reglaj fixata de tehnicianul de laborator sau conducatorul lucrarii de laborator.
9.4. Acte normative privind protectia muncii si prevenirea si stingerea incendiilor
a. Constitutia Romaniei.
b. Codul muncii al Romaniei.
c. Legea numarul 5 din 22 Decembrie 1965 cu privire la protectia muncii.
d. Decretul consiliului de stat numarul 400/1980 pentru instituirea unor reguli privind exploatarea si intretinerea instalatiilor, utilajelor si masinilor, intarirea ordinei si disciplinei in munca in unitatile cu foc continuu sau care au instalatii cu grad ridicat de pericol in exploatare.
e. Decret al Consiliului de Stat numarul 466/1979 privind regimul produselor si substantelor toxice.
f. Ordinul numarul 35/308/1983 pentru aprobarea concentratiilor maxime admise in scopul prevenirii imbolnavirilor profesionale si a accidentelor de munca provocate de gaze, vapori si pulberi.
g. Norme de prevenire si stingere a incendiilor.
BIBLIOGRAFIE :
1. Prejban I. – Tratamente Termice, indrumator de laborator si proiect, 1990.
2. Vermesan G. – Tratamente Termice indrumator, Editura Dacia Cluj-Napoca 1987.
3. Dulamita T. s.a. – Oteluri de scule, Editura tehnica Bucuresti 1990.
4. Chesa v. s.a. – Alegerea si utilizarea otelurilor, Editura tehnica Bucuresti 1984.
5. Ursache I. s.a. – Propietatile metalelor, Editura tehnica Bucuresti 1982.
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Tehnologia de Tratament Termic Pentru Piesa Filiera Avand O Productie de 15000 Seturi An (ID: 161684)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.