Tehnologii Si Echipamente Utilizate Pentru Calirea Otelurilor

Cap.1.Utilizarea bazinelor de călire

1.1.Generalități

Din punct de vedere tehnologic bazinele pentru călire, sunt utilizate în vederea răcirii la operația de tratament termic de călire. Pentru obținerea unor organe de mașini capabile de performanțe superioare în ceea ce privește durabilitatea în condițiile de exploatare din ce în ce mai dificile impuse de continua dezvoltare a tehnicii, un rol extrem de important îl are tratamentul termic.

Scopul oricărui tratament termic este de a modifica după dorință structura metalului prin încălzire până la o anumită temperatură și răcire ulterioară. Dintre operațiile de tratament termic, cea mai veche și cea mai răspândită este operația de călire. Călirea, constă în încălzirea metalului deasupra punctului criticAc3, care este determinat de compoziția chimică a oțelului, dintr-o menținere la această temperatură în funcție de mărimea pieselor și de caracteristicile utilajului de încălzire și dintr-o răcire ulterioară executată cu o viteză anume, aleasă în funcție de proprietățile mecanice pe care trebuie să le capete piesele tratate.

În principiu diagrama de tratament termic este prezentată în figura nr. 1.1:

Figura nr.1.1 Diagrama de tratament termic

Bazinele de călire intervin pe fluxul tehnologic în faza a III a diagramei prezentate, deci atunci când piesa încălzită trebuie răcită în vederea obținerii unei structuri de călire. Bazinele de călire cu ulei fac parte din categoria utilajelor de răcire rapidă.

Bazinele de călire se construiesc în multe variante, de la bazinul mic transportabil, până la cel mecanizat și automatizat, component al agregatelor de tratamente termice.

Dacă tehnologia operației de încălzire la tratamente termice are importanță mai mult din punct de vedere economic (prin posibilitățile de ridicare a productivității tehnologiei), operația de răcire se distinge în primul rând prin influența sa hotărâtoare asupra produselor tratate termic. Structura și starea interioară a pieselor și prin aceasta proprietățile mecanice și tehnologice ale materialului se vor definitiva în timpul acestui proces tehnologic, în majoritatea cazurilor.

Tocmai pe baza acestor considerente, operația de răcire reprezintă partea cea mai sensibilă și pretențioasă a tehnologiilor de tratamente termice.

Rezultatele tratamentelor termice sunt influențate de modul cum decurge în timp procesul de răcire a pieselor prin intermediul a două fenomene:

– forma structurii interioare noi;

– modificarea stării tensionale a piesei.

1.2. Influența operației de răcire asupra structurii rezultate

Conform legilor cunoscute din teoria tratamentelor termice, structura definitivă a metalului sau a aliajului se va forma de obicei în timpul operației de răcire, cu excepția acelor cazuri, unde la răcire nu au loc transformări fazice (de ex. la unele detensionări, la recristalizare etc.).

Structura rezultată poate să depindă de toți parametrii procesului de răcire, respectiv ai curbei de răcire, cum sunt temperatura inițială a răcirii, temperatura minimă, temperatura finală, variația vitezei de răcire în funcție de timp sau în funcție de temperatura piesei, inclusiv eventualele mențineri izotermice, precum și durata întregului proces de răcire sau a unei perioade a procesului de răcire.

Teoria transformărilor structurale la răcirea metalelor și aliajelor pe baza diagramelor de echilibru și a celor în afară de echilibru, respectiv a diagramelor T.T.T., distinge două tipuri de curbe de răcire: răcirea continuă și răcirea discontinuă.

Răcirea continuă se caracterizează printr-o funcție continuă în timp a vitezei de răcire, adică curba de răcire a piesei este o curbă fără frânturi și discontinuități. La tratamente termice majoritatea operațiilor industriale de răcire se realizează prin astfel de curbe de răcire.

În cazul răcirii continue, viteza răcirii poate să fie constantă sau să varieze continuu în timp după o lege oarecare.

Răcirea discontinuă, constă din realizarea unei curbe de răcire cu variații discontinui a vitezei de răcire; în condiții ideale la început este necesară o viteză de răcire infinit de mare, iar după atingerea unui anumit grad de subrăcire, viteza să devină egală cu zero respectiv răcirea piesei să se oprească.

1.3.Influența operației de răcire asupra stării tensionale interioare a piesei

În timpul procesului de răcire a pieselor pe lângă transformările structurale propriu-zise apar și modificări în starea tensională interioară a materialelor. Modificarea stării tensionale la răcire, constă de obicei din apariția celor trei tipuri de tensiuni: tensiunile termice datorită contracției termice a materialelor (tensiunile de ordinul întâi), tensiunile structurale legate de diferența volumelor specifice a diferitelor structuri noi apărute în timpul răcirii (tensiunile de ordinul doi) și tensiunile atomice proprii fazelor în transformare (tensiunile de ordinul trei). Tensiunile de ordinul I și II apar la operația de încălzire, dar există particularități ale acestora la răcire.

Tensiunile termice – apărute la răcire sunt de sens contrar celor apărute la încălzire. Suprafața piesei răcindu-se mai repede decât miezul ei, în stratul exterior apar tensiuni tangențiale de întindere (deci din punct de vedere al ruperii sau fisurării piesei sunt mai periculoase) iar în zona interioară, tensiuni de compresiune.

Tensiunile radiale sau normale la suprafața piesei sunt de compresiune. Datorită acestui tip de compresiune pot apare fisuri sau crăpături pornite de la suprafața piesei, spre deosebire de cazul încălzirii unde tensiunile termice pot provoca fisurări piesei pornind din interiorul ei.

La răcire, tensiunile termice spre deosebire de cazul încălzirii, nu pot fi periculoase la începutul acestui proces oricât de mare ar fi viteza de răcire la suprafață, dacă structura de pornire este austenită, deoarece această structură este prin excelență plastică, iar tensiunile se limitează la valoarea limitei ei de curgere.

În consecință, piesa în cel mai rău caz se deformează. Această situație persistă până la începutul transformării austenitei (atât cât durează incubația), adică până la apariția fazelor noi provocate de răcire. Rezultă deci, că temperatura cea mai joasă până unde poate să se continue răcirea piesei cu viteză oricât de mare fără pericol de fisurare, este temperatura punctului martensitic Ms.

Viteza de răcire trebuie să fie suficient de mare ca să se evite apariția structurilor perlitice și intermediare mai dure.

Practic, la majoritatea oțelurilor de construcții punctual Ms este sub 350ºC, la cele eutectoide nealiate la 220ºC, iar cu creșterea conținutului de carbon, coboară spre 100ºC și mai jos.

Sub temperatura punctului martensitic (sau în cazul transformărilor perlitice, sub temperatura începutului de transformare) vitezele mari de răcire pot provoca tensiuni termice periculoase, cu atât mai mult, cu cât cantitatea austenitei încă netransformată descrește și cu cât fazele sau faza nou formată este de natură mai dură.

În ceea ce privește tensiunile termice, este evident că structurile martensitice fiind mai rigide, ele sunt cele mai sensibile la viteze de răcire mai mari. Deci la punctul Ms până la temperatura ambiantă, viteza de răcire se recomandă să fie mică.

O altă deosebire între procesul de încălzire și cel de răcire în privința tensiunilor termice este că la răcire în cazul când sub acțiunea tensiunilor superficiale tangențiale de întindere, coaja exterioară s-a deformat (s-a întins) plastic prin curgere, în timpul răcirii miezului piesei, datorită contracției acestuia, tensiunile la suprafață se transformă în tensiuni de comprimare.

Aceste tensiuni se păstrează la temperatura ambiantă ca tensiuni elastice acumulate în piesă.

Dacă în timpul răcirii piesei tensiunile termice nu cresc peste limita de curgere a materialului, la temperaturile în cauză, deformarea plastică nu are loc, și după egalizarea temperaturii în piesă, în mod teoretic trebuie să dispară complet aceste tensiuni termice.

Tensiunile structurale sunt determinate de diferența dintre volumul specific al structurii “calde” inițiale și al fazelor apărute.

Dintre fazele aliajelor feroase, austenita are volumul specific cel mai mic și martensita cel mai mare. Tensiunile structurale cele mai mari apar în procesul călirii la martensită. Semnul tensiunilor structurale și la răcire sunt de sensuri contrare celor termice, deci în oarecare măsură se poate vorbi la începutul formării martensitei pe suprafața piesei, despre o compensare parțială reciprocă a celor două feluri de tensiuni.

Tensiunile structurale la răcire însă, pot deveni periculoase dacă există un decalaj de timp mare în procesul de răcire a zonelor exterioare și interioare ale piesei.

Suprafața piesei răcindu-se repede sub punctual Ms, aici se formează o crustă dură și rigidă de martensită, miezul fiind deasupra temperaturii Ms, deci încă austenitic.

Mai târziu și miezul piesei se răcește sub Ms, austenita (miezul) transformându-se și ea în martensită, mărindu-și volumul sub coaja dură și rigidă.

Tensiunile structurale în stratul exterior astfel formate, seamănă cu tensiunile în pereții cazanelor suprasolicitate de presiunea interioară a aburului. Această analogie poate să explice ruperea cu caracter de explozie a unor piese mai mari în timpul călirii.

Chiar dacă călibilitatea oțelului nu permite formarea structurii martensitice, în miezul piesei, structurile perlitice de călire având un volum specific mai mare decât al austenitei, poate să provoace crăparea sau ruperea periculoasă a piesei.

În concluzie, tensiunile structurale apar numai după începerea transformării austenitei subrăcite și în majoritatea cazurilor la temperaturi joase (sub Ms).

Valoarea lor este cu atât mai mare cu cât faza nouă are un volum specific mai diferit decât al austenitei, cu cât este mai dură și cu cât există un decalaj de timp mai mare între temperaturile suprafeței și temperaturile miezului piesei în ultima perioadă a procesului de răcire.

Rezultă deci că pentru reducerea tensiunilor structurale nu este nevoie de reducerea vitezei de răcire la începutul răcirii, în schimb se recomandă răcirea lentă către sfârșitul operației pentru micșorarea decalajului de timp între procesul de răcire la suprafață și interiorul piesei.

Tensiunile interne ale rețelei cristaline (tensiunile de ordinul trei) depind de structura dorită a piesei după tratamentul termic și se manifestă prin proprietățile fazei în cauză (între altele și duritatea).

Tensiunile rezultante ale primelor două feluri de tensiuni – cazul călirilor martensitice este cazul cel mai periculos din punct de vedere al tensiunilor apărute în piese.

Ele se vor modifica în tot timpul răcirii. La început apar numai tensiuni termice (de întindere la suprafață și de compresiune în interiorul mai cald al piesei). Cum am arătat deja, acestea nu pot fi periculoase fiindcă structura întregii piese este încă austenitică, deci excelent plastică. Numai în a doua jumătate a procesului de răcire – după răcirea suprafeței piesei, sub punctul Ms al oțelului – apar tensiunile structurale, care având sens contrar la începutul transformărilor martensitice (când numai o zonă periferică subțire s-a transformat parțial sau total în martensită poate să compenseze efectul tensiunilor termice la suprafață).

Pot fi cazuri când are loc o supracompensare, adică apar tensiuni tangențiale de comprimare în zona exterioară. În centrul piesei există încă structură austenitică, eventual foarte caldă.

Dacă călibilitatea oțelului în cauză este mică și piesa este masivă, transformările martensitice nu vor apare în centrul piesei, astfel răcirea în continuare a miezului piesei va contribui la mărirea tensiunilor tangențiale de comprimare în stratul superficial (cazurii “calde” inițiale și al fazelor apărute.

Dintre fazele aliajelor feroase, austenita are volumul specific cel mai mic și martensita cel mai mare. Tensiunile structurale cele mai mari apar în procesul călirii la martensită. Semnul tensiunilor structurale și la răcire sunt de sensuri contrare celor termice, deci în oarecare măsură se poate vorbi la începutul formării martensitei pe suprafața piesei, despre o compensare parțială reciprocă a celor două feluri de tensiuni.

Tensiunile structurale la răcire însă, pot deveni periculoase dacă există un decalaj de timp mare în procesul de răcire a zonelor exterioare și interioare ale piesei.

Suprafața piesei răcindu-se repede sub punctual Ms, aici se formează o crustă dură și rigidă de martensită, miezul fiind deasupra temperaturii Ms, deci încă austenitic.

Mai târziu și miezul piesei se răcește sub Ms, austenita (miezul) transformându-se și ea în martensită, mărindu-și volumul sub coaja dură și rigidă.

Tensiunile structurale în stratul exterior astfel formate, seamănă cu tensiunile în pereții cazanelor suprasolicitate de presiunea interioară a aburului. Această analogie poate să explice ruperea cu caracter de explozie a unor piese mai mari în timpul călirii.

Chiar dacă călibilitatea oțelului nu permite formarea structurii martensitice, în miezul piesei, structurile perlitice de călire având un volum specific mai mare decât al austenitei, poate să provoace crăparea sau ruperea periculoasă a piesei.

În concluzie, tensiunile structurale apar numai după începerea transformării austenitei subrăcite și în majoritatea cazurilor la temperaturi joase (sub Ms).

Valoarea lor este cu atât mai mare cu cât faza nouă are un volum specific mai diferit decât al austenitei, cu cât este mai dură și cu cât există un decalaj de timp mai mare între temperaturile suprafeței și temperaturile miezului piesei în ultima perioadă a procesului de răcire.

Rezultă deci că pentru reducerea tensiunilor structurale nu este nevoie de reducerea vitezei de răcire la începutul răcirii, în schimb se recomandă răcirea lentă către sfârșitul operației pentru micșorarea decalajului de timp între procesul de răcire la suprafață și interiorul piesei.

Tensiunile interne ale rețelei cristaline (tensiunile de ordinul trei) depind de structura dorită a piesei după tratamentul termic și se manifestă prin proprietățile fazei în cauză (între altele și duritatea).

Tensiunile rezultante ale primelor două feluri de tensiuni – cazul călirilor martensitice este cazul cel mai periculos din punct de vedere al tensiunilor apărute în piese.

Ele se vor modifica în tot timpul răcirii. La început apar numai tensiuni termice (de întindere la suprafață și de compresiune în interiorul mai cald al piesei). Cum am arătat deja, acestea nu pot fi periculoase fiindcă structura întregii piese este încă austenitică, deci excelent plastică. Numai în a doua jumătate a procesului de răcire – după răcirea suprafeței piesei, sub punctul Ms al oțelului – apar tensiunile structurale, care având sens contrar la începutul transformărilor martensitice (când numai o zonă periferică subțire s-a transformat parțial sau total în martensită poate să compenseze efectul tensiunilor termice la suprafață).

Pot fi cazuri când are loc o supracompensare, adică apar tensiuni tangențiale de comprimare în zona exterioară. În centrul piesei există încă structură austenitică, eventual foarte caldă.

Dacă călibilitatea oțelului în cauză este mică și piesa este masivă, transformările martensitice nu vor apare în centrul piesei, astfel răcirea în continuare a miezului piesei va contribui la mărirea tensiunilor tangențiale de comprimare în stratul superficial (cazul specific al călirilor superficiale) – fenomen care de obicei nu este dăunător, din contră; mărește rezistența la oboseală a piesei. Dacă însă condițiile de răcire și materialul piesei permit transformarea martensitică și în centrul piesei, tensiunile, din nou suferă o modificare.

Sub crusta dură martensitică începe dilatarea structurală amintită, care apoi transformă tensiunile în zona exterioară în tensiuni de întindere eventual periculoase.

În dezvoltarea și repartizarea în piesă a tensiunilor în timpul procesului de răcire nu numai modul de răcire este primordial, fiindcă, dimensiunile și forma piesei, în aceeași măsură poate să contribuie la starea tensională a ei, existentă, după tratamentul termic.

Cap.2.Metode pentru determinarea comparativă a capacității de răcire a mediilor de călire lichide

În afara mediilor de călire cele mai uzuale, cum sunt apa și uleiul obișnuit pentru tratamente termice, se folosesc în anumite cazuri și alte medii de răcire la călire care pot sa asigure fie o răcire mai rapidă decât în apă, fie o răcire mai rapidă decât în ulei, fie o viteză de răcire intermediară între aceea a apei și a uleiului convențional de călire. Numărul mare al mediilor de călire folosite face necesară găsirea unor metode pentru determinarea capacității lor de răcire. Datele obținute cu ajutorul acestor metode permit o comparare a mediilor de răcire cercetate.

În general ele nu se exprimă în grade/s, deoarece o astfel de valoare este valabilă numai pentru o singură dimensiune a epruvetei (dacă ne referim la viteza de răcire în centrul ei).

Metodele cunoscute pentru compararea capacității de răcire a mediilor de călire se clasifică după parametrul care se ia drept criteriu de caracterizare a mediului în următoarele grupe:

1 – măsurarea variației în timp a temperaturii unei epruvete la răcirea în mediul cercetat;

2 – măsurarea creșterii temperaturii în mediul cercetat, după aportul unor cantități de căldură;

3 – măsurarea cantității de căldură necesară atingerii unei anumite temperaturi superficiale a unei epruvete imersate în mediul de răcire.

4 – Calcularea intensității de răcire H=αglobal/2x

2.1. Determinarea comparativă a capacității de răcire a mediilor de călire lichide

Metodele încadrate în această grupă se bazează pe măsurarea directă
sau indirectă a variației temperaturii funcție de timp a unei epruvete răcite în
mediul de cercetare.

Dintre metodele de măsurare directă a variației temperaturii, cele mai
cunoscute sunt:

1 – metodele care folosesc o epruvetă prevăzută cu termocuplu;

2 – metoda magnetică.

2.1.1. Metode care folosesc o epruvetă prevăzută cu termocuplu

Aceste metode sunt bazate pe încălzirea unei epruvete și răcirea ei în mediul de răcire cercetat. Epruveta este prevăzută cu un termocuplu de contact la un aparat de măsurat (eventual și de înregistrat) forța termoelectromotoare.

Deosebirile dintre aceste metode sunt în general determinate de forma epruvetelor și de materialul din care sunt confecționate.

Materialele cele mai utilizate pentru confecționarea epruvetelor sunt argintul și oțelul.

Argintul, datorită conductivității sale termice ridicate, va reproduce în centru condițiile de răcire ale suprafeței, respectiv cele ale stratului marginal, în raport cu mărimea epruvetei.

Epruvetele din oțel vor reproduce în general condițiile de răcire numai din miezul pieselor cu dimensiuni comparabile.

Utilizarea în acest scop a oțelului austenitic refractar are față de oțelul perlitic următoarele avantaje:

– temperatura de călire în cazul oțelului austenitic poate fi luată și deasupra punctului Ac1, deoarece nu sunt posibile confuziile datorită căldurii de transformare;

– încălzirea poate fi făcută în atmosfera oxidantă;

– măsurarea temperaturii se poate face fie cu un milivoltmetru obișnuit, fie cu înregistratoare de temperatură cu acțiune rapidă.

Dintre metodele de măsurare directă a variației temperaturii epruvetei în funcție de timp, cele mai cunoscute sunt:

Metoda cu epruveta cilindrică din argint

B. Metoda cu sferă de argint

Această metodă constă în măsurarea variației temperaturii în funcție de timp, cu ajutorul unui termocuplu plasat în centrul unei bile de argint cu diametrul de 20 mm încălzită în prealabil la 800°C și imersată brusc în lichidul de călire cercetat.

Suprafața bilei de argint trebuie să fie polizată fin și neoxidată.

Adâncimea de scufundare este fixată la 10 mm, 60 mm sau 120 mm sub suprafața lichidului, al cărui volum poate varia de exemplu între 10 și 600 dm3 .

Lichidul poate fi în repaus sau într-o mișcare relativă de 10;20;25 cm/s în raport cu epruveta.

De asemenea, temperatura sa este variabilă: 20; 40; 60; 80°C.

Se alege argintul datorită marii sale conductivități termice, precum și
pentru faptul că este neoxidabil la temperatura de încercare (800°C). Se
preferă forma sferică a epruvetei deoarece toate punctele sunt la egală
distanță de centru, locul de fixare a termocuplului.

Acesta este format din însăși bila de argint și dintr-un fir de Alumel (94% Ni, 3% Mn, 2% Ai, 1% Si) cu diametrul de 0,5 mm.

Aparatura de înregistrare a fenomenului studiat – respectiv a vitezei de răcire – trebuie să fie suficient de sensibilă pentru a răspunde exigențelor.

Ea trebuie să poată înregistra simultan timpul, temperatura cuptorului, temperatura și viteza lichidului de răcire, etc.

În fig. 2.1.1 este prezentată curba de răcire a unei sfere de argint cu diametrul de 20 mm călită în apa la 40°C. Curba cu linie continuă, este curba trasată prin derivarea din cea trasată de aparatul de măsurare înregistrare (cu linie întreruptă).

Figura 2.1.1 Răcirea unei sfere din Ag, Ø 20 mm, de la 8000 C la 400 C

C – Metoda cu epruveta cilindrică din oțel austenitic

Una dintre metodele de cercetare folosite pentru determinarea vitezei de răcire a mediilor lichide este metoda epruvetei cilindrice din oțel austenitic, în centrul căreia este sudat un termocuplu. Generatoarea cilindrului din oțel austenitic este egală cu de trei ori diametrul cilindrului.

Aparatura folosită este mai simplă și mai puțin sensibilă, dar poate fi mai ușor folosită în condiții de întreprindere industrială.

D – Metoda cu epruvetă sferică din oțel

Aceasta metodă originală pentru determinarea capacității de răcire a
mediilor de călire a fost propusă de către cercetatorul italian D.O. Doringo în
anul 1966. Aparatul descris folosește în locul unei epruvete cilindrice, o sferă din oțel.Temperatura apei de răcire s-a menținut constant la 20°C. Adâncimea de scufundare a epruvetei a fost, de asemenea, constantă.

Încălzirea epruvetei s-a făcut în atmosfera controlată, la temperatura de 820°C, pentru a fi sigură atingerea în miez a temperaturii de 800°C. La intrarea sondei în apă se declanșează un cronometru.

În momentul când centrul epruvetei atinge 250°C, se oprește cronometrul și se constată timpul scurs. Din 50 de probe executate se obține o reproductivitate sigură a rezultatelor.

Drasticitatea (capacitatea) de răcire se stabilește după următoarea formula 2.1:

Drasticitate= K/T (2.1)

În care,

K – valoarea medie a duratei de răcire rezultată, înmulțită cu 100

T – timpul, în minute și zecimalele sale, necesar pentru răcirea miezului probei de la 800°C la 250°C.

Pentru determinarea capacității de răcire (drasticității) altor lichide, sau ale apei în alte condiții de temperatură și de agitare, se substituie valoarea lui T din formula 2.1 cu timpul cronometrat în cazul folosirii lichidului respectiv.

Se poate adopta și următoarea varianta de indicare: se dă o primă cifră pentru drasticitatea globală a mediului de răcire de la 800°C la 250°C și a doua pentru drasticitatea parțială, de la 800°C la 550°C.

Alți autori caracterizează mediile de răcire cu ajutorul indicelui de severitate a călirii,”H”, care este raportul dintre scăderea de temperatură a epruvetei la răcirea într-un anumit mediu și scăderea de temperatură la răcirea în apă într-un interval anumit.

E – Metoda cu epruvetă_sferică din cupru

Principala caracteristică a unui mediu de răcire este capacitatea sa de a prelua căldură de la o piesa caldă. Ea este determinată de coeficientul de transmitere a căldurii de la suprafața piesei la mediu. Rezultă ca viteza de răcire specifică unui mediu de călire este dependentă de coeficientul de transmitere a căldurii.

Alegerea corectă a unui mediu de călire care satisface condițiile tehnice impuse, presupune cunoașterea capacității de răcire, respectiv a vitezei de răcire realizate.

Determinarea mediului de călire optim, care asigură condițiile de tratament termic impuse, este rezultatul suprapunerii curbelor de răcire determinate experimental peste diagramele termocinetice.

Dificultățile în determinarea directă a coeficientului global de transmitere a căldurii (α) au dus la ideea stabilirii unei scări relative a capacității de răcire a diferitelor medii de călire, introducându-se noțiunea de intensitate de răcire (H):

H = α/2λ , [m-1]

Unde:

α – coeficientul global de transmitere a căldurii;

λ – coeficientul de conductibilitate termică.

La răcire. valoarea criteriului Biot, (Bi), se determină cu ajutorul relației (2.2), unde (D) reprezintă dimensiunea caracteristică a piesei, în metri:

Bi= (2.2)

În scopul determinării capacității de răcire a unui mediu de călire, standardele internaționale recomandă utilizarea unor epruvete sferice cu diametrul de 2 țoli executate din materiale cu conductibilitate termică ridicată (platină sau argint), în centrul cărora se găsește montat un termocuplu tip cromel – alumel, care prin intermediul unui milivoltmetru indicator permite măsurarea temperaturii.

Din rațiuni economice epruveta se execută din cupru cu următoarele caracteristici:

– diametrul epruvetei : 2"; (S = πD2).

– masa cântărită a epruvetei: 0,52 Kg

– căldura specifică medie: c = 0.09 Kcal/Kg grad

– conductibilitatea termică: a = 109 Kcal/m h grad.

Coeficientul de transmitere a căldurii (a) se calculează în funcție de timpul de răcire determinat experimental, folosind relația de calcul:

a = , [Kcal/m2 h grd] (2.3)

unde:

t – timpul de răcire în intervalul considerat, în secunde.

c – căldura specifică medie a metalului, în Kcal/Kg·grad

S – suprafața, în m2

m – masa epruvetei, în Kg

Ti – temperatura începutului intervalului de răcire (temperatura inițială)

Tf – temperatura sfârșitului intervalului de răcire (temperatura finală)

Ta – temperatura mediului de răcire (pentru apă Ta = 20 …300C)

Cu ajutorul coeficientului global de cedare termică (a) determinat în baza relației (2.3) se calculează intensitatea de răcire (H) utilizând relația (2.2.).

Practic, se încălzește epruveta la temperatura dorită (temperatura de austenitizare a unui anumit oțel), apoi se răcește în mediul de călire analizat (mediul de răcire este recirculat pe tot parcursul operației de răcire), cronometrându-se timpul de răcire până la o temperatura convenabilă (cca. 50°C în cazul apei și soluțiilor apoase), fig. 2.1.2.

Dacă instalația nu permite înregistrarea automată a curbei de variație a temperaturii în centrul epruvetei, se repetă operația prezentată mai sus pentru o serie de temperaturi: 100, 200, …, 800 °C.

Cu valorile stabilite experimental se trasează curba de răcire a epruvetei în coordonate temperatură – timp, fig. 2.1.3., curba ce va indica capacitatea de răcire a mediului de călire cercetat.

Fig. 2.1.2 Instalație pentru determinarea caracteristicilor de răcire ale mediilor de călire (schema funcțională)

1 – cuptor; 2 – epruvetă sferică din Cu; 3 – milivoltmetru indicator; 4 – bazin de răcire; 5- electromotor; 6 – pompă pentru recircularea mediului de călire.

Fig. 2.1.3. Curba de răcire a mediului de călire cercetat; date experimentale

Folosind coordonatele punctelor de pe curba de răcire, se calculează pentru fiecare interval de temperatură vitezele de răcire medii:

V1=V2=…….V8=

Cu ajutorul valorilor calculate se poate trasa curba de variație a vitezei de răcire a epruvetei în raport cu temperarura acesteia, fig. 2.1.4.

Fig. 2.1.4. Curba de variație a vitezei de răcire în raport cu temperatura

F. Metoda I.C.T.C.M.

Din rândul metodelor de determinare a capacității de răcire a mediilor de călire cu ajutorul unei epruvete prevăzute cu termocuplu, face parte și metoda pusă la punct de Institutul de Cercetări Tehnologice pentru Construcții de Mașini București.

Fig. 2.1.5 Schița epruvetei folosite de I.C.T.C.M. București

Epruveta cu termocuplu (din oțel austenitic 10NiCrl80) ale cărei formă și dimensiuni sunt arătate în fig. 2.1.5, este încălzită într-un cuptor tubular cu rezistențe. Termocuplul cromel – alumel este fixat în mijlocul epruvetei cu un nit din același material ca aceasta.

De epruvetă a fost sudată o țeavă metalică prin care trece teaca de ceramică cu cele două fire ale termocuplului.

Termocuplul este conectat la un potențiometru electronic cu înregistrare continuă.

Viteza de derulare a hârtiei pe care se face înregistrarea curbelor de răcire este reglabilă, putând varia în 6 trepte de la 300 mm/h la 5400 mm/h.

Vasul în care se introduce mediul de răcire cercetat are capacitatea de
2000 cm3 și este prevăzut cu pereți dubli pentru circulația apei reci care
menține constantă temperatura mediului.

Vasul cu mediul de răcire, împreună cu cuptorul, poate efectua mișcare de translație pe verticală. Când ansamblul cuptor – vas se deplasează în sens, epruveta cu termocuplu este imersată în mediul de răcire și declanșează diagrama de înregistrare, trasându-se curba de răcire pentru lichidul respectiv.

Aparatul este prevăzut cu un dispozitiv pentru agitarea mediului și răcire cu o frecvență reglabilă.

După curbele înregistrate de aparat se trasează apoi curbele de variație a temperaturii din centrul epruvetei în funcție de timp.

G. Metoda magnetică

Determinarea capacității de răcire a mediilor de călire prin această metodă, se bazează pe proprietatea magnetică a nichelului. Nichelul își pierde magnetismul când se încălzește peste punctul Curie de 354°C și își recapătă magnetismul când se răcește sub această temperatură.

Se pot utiliza și alte materiale magnetice, dar excelenta rezistență a nichelului îl face foarte potrivit pentru această probă.

O sferă de nichel cu diametrul de 20 mm, încălzită la 870°C este introdusă într-un recipient cu lichidul de călire cercetat.

Recipientul este plasat într-un câmp magnetic. Atunci când sfera de nichel își recapătă magnetismul, este atrasă spre peretele vasului. Durata de la introducere a epruvetei în mediul cercetat până în momentul când devine magnetic, respectiv până atinge temperatura de 354°C, este înregistrată automat.

Această metodă este adecvată evaluării vitezei de răcire a uleiurilor. întrucât punctul Curie al nichelului corespunde cu punctul de fierbere £" uleiurilor uzuale și aproximează temperatura Ms pentru multe oțeluri.

Metodele descrise mai sus sunt cele mai utilizate dintre metodele de măsurare directă a variației temperaturii în funcție de timp, la răcirea unei probe într-un mediu de călire, în condiții determinate.

2.1.2.Metode bazate pe măsurarea indirectă a scăderii temperaturii în funcție de timp

Aceste metode se bazează în special pe determinarea mărimii valorii durității obținute în secțiunea unor epruvete de diverse forme.

Aceste determinări depind însă de compoziția șarjei de oțel din care sunt executate epruvetele.

Dintre metodele indirecte de stabilire a vitezei de răcire, cele mai des folosite sunt:

A – Metoda cu epruvetă conică

Epruveta conică se execută din oțeluri călibile. După încălzirea pentru călire, epruveta este răcită în mediul de răcire cercetat. După aceasta, se determină duritatea pe generatoarea conului. În funcție de duritatea la anumite distanțe de vârful conului, se poate aprecia capacitatea de răcire a unui mediu în comparație cu un alt mediu în care s-a răcit o epruvetă similară din același oțel.

B – Metoda Shepherd

Această metodă permite determinarea în casura a tendinței de creștere a grăuntelui austenitic și a adâncimii de călire la unele oțeluri de scule.

Principiul metodei constă în supraîncălzirea intenționată a unei epruvete din oțel, după călire epruveta fiind spartă, urmând a se măsura grosimea zonei călite.

Epruveta are forma cilindrică cu Ø 20 mm și lungimea de 75 mm.

C – Metoda cu epruveta Harvey

Determinarea capacității de răcire a mediilor lichide de răcire print metoda Harvey se bazează pe același principiu ca și în cazul metodei cu epruveta conică.

Schița epruvetei este prezentată în fig. 2.1.2

Fig. 2.1.2 Epruveta Harvey

Un cilindru cu dimensiunile: Ø 100 mm și înălțimea 75 mm din oțel tip RUL3 este prevăzut cu o gaură excentrică, obținându-se grosimi de perete între 6 și 30 mm.

Capacitatea de răcire a mediului se măsoară în funcție de grosimea peretelui, prin determinarea durității Rockwell.

2.2. Determinarea capacității de răcire a mediilor de călire prin măsurarea creșterii temperaturii mediului cercetat dupa aportul unor anumite cantități de căldură

Metodele din această grupă nu se mai bazează pe măsurarea contin directă sau indirectă, a variației temperaturii unei epruvete, ci pe măsura creșterii temperaturii mediului respectiv ca urmare a absorbției de căldură anumite intervale de timp.

2.2.1. Metoda ,,Qench – Interval"

Metoda se bazează pe răcirea unei piese de control cu un anumit conținut de căldură, într-o anumită cantitate stabilită de mediu de răcire. Cantitatea de căldură cedată este determinată mai întâi după o perioadă scurtă de imersare (5 secunde) și apoi după egalizarea completă a temperaturii (180 secunde). Raportul: (sporul temperaturii după 5 secunde/sporul temperaturii după 180 de secunde) x 100 a fost propus ca valoare caracteristică pentru capacitatea de răcire a mediulu de călire.

Epruveta folosită este un cilindru din oțel Cr – Ni austenitic cu diametrul de 25 mm și lungimea de 75 mm. Epruveta este încălzită 30 min. h 845°C, după care este răcită într-un vas Dewar conținând 1800 cm3 de mediu de răcire. După 5 secunde, epruveta este scoasă, mediul omogenizat, iar temperatura măsurată cu un termometru cu mercur. Imediat epruveta este încălzită din nou, răcită în mediul de călire cercetat și menținută în acesta 180 secunde.

Acest procedeu dă informații asupra capacității mediului de călire în prima fază a răcirii, nefiind posibilă o caracterizare completă a ciclului de răcire.

2.2.2. Metoda creșterii temperaturii

Procedeul de investigare este asemănător metodei ,,Quench – Interval”. Temperatura mediului se măsoară însă dupa o serie de intervale de imersare (de exemplu: 5; 10; 15; 20 secunde) ale epruvetei și se trasează o curbă cu valorile creșterii temperaturii în funcție de durata imersării epruvetei în mediul de răcire cercetat.

2.3. Măsurarea cantității de căldură necesară atingerii unor anumite temperaturi superficiale a epruvetei imersate în mediul de călire

Dintre metodele de cercetare care fac parte din această grupă, cea mai caracteristică este proba Sinclair.

2.3.1. Proba Sinclair

Printr-o sârmă confecționată din constantan, cu diametrul de 0,3 mm, scufundată în mediul de răcire cercetat, este trecut un curent electric care se majorează încet cu viteza constantă până când sârma se topește.

Pătratul intensității curentului, proporțional cu cantitatea de căldură absorbită, este o valoare caracteristică a capacității de răcire a mediului cercetat.

Cap.3.Caracterizarea uleiurilor ca medii de răcire industriale

Uleiurile ca medii industriale de răcire pot fi de natură vegetală sau minerală. Până în deceniul al nouălea din secolul trecut se foloseau pentru călire numai uleiuri vegetale și anume uleiul de in, de rapiță, de floarea soarelui, etc., precum și grăsimi animale de porc, vacă și de pește. După apariția pe piața mondială a uleiurilor minerale petrolifere mai ieftine și în cantități industriale, ele au înlocuit cu timpul complet uleiurile vegetale și animale, ca medii de răcire utilizate la tratamente termice.

Uleiurile minerale se obțin prin distilarea păcurii sau prin purificarea rezidurilor cu vâscozitate mare.

Uleiurile minerale de șisturi și de huilă se obțin din gudroane de șisturi, respectiv gudroane de huilă. Pentru tratamente termice se folosesc mai ales uleiurile obținute prin distilări care sunt constituite din hidrocarburi parafinice, naftenice, aromatice, și din derivatele oxigenate, sulfuroase și cu conținut de azot.

Compoziția foarte complexă a uleiurilor minerale explică varietatea mare a proprietăților lor (de ex. greutatea specifică, vâscozitatea, temperatura de congelare, de fierbere, de inflamabilitate etc.), care la rândul lor determină capacitatea de răcire a uleiurilor.

Pentru mărirea stabilității uleiurilor destinate tratamentelor termice, ele trebuiesc curățate de substanțele asfalto-bituminoase, de acizii naftenici, de produsele descompunerii țițeiului rezultate din distilare, precum și de combinațiile sulfuroase.

Aceste componente indezirabile, determină rezistențele termice și antiacide mici, precum și vâscozitatea necorespunzătoare, alături de o agresivitate chimică mare a uleiurilor minerale nepurificate.

Uleiurile minerale ca mediu răcitor se caracterizează prin viteze de răcire care sunt mult mai mici decât cele obținute la răcirea în apă, atât în domeniul fierberii cu formare de pelicule, cât și în faza fierberii efervescente.

Fierberea efervescentă este deplasată către temperaturile mai ridicate ale piesei, datorită faptului că, în timpul fierberii uleiului în jurul piesei are loc și un proces de descompunere a acestuia și ca urmare în peliculă pe lângă aburi va exista și gaze.

Această peliculă este stabilă la temperaturi mai ridicate a metalului încins (450 750ºC) decât temperaturile de formare a peliculei în cazul apei.

Stabilitatea peliculei de aburi – gaze dispare complet la temperatura de 500 și 300ºC, deși faza răcirii lente prin convecție apare tocmai în domeniul martensitic al piesei, ceea ce constituie o proprietate prețioasă a uleiurilor privind evitarea crăpăturilor și deformărilor de călire.

Comparând capacitatea de răcire a unui ulei mineral, frecvent folosit la tratamentele termice cu cea a apei, figura nr. 3, se observă răcirea mai moderată și mai uniformă în ulei, dar este evidentă capacitatea de răcire insuficientă în interiorul superior al temperaturilor piesei.

Figura nr. 3.

a – apă 20ºC; b – ulei 50ºC; c – raportul.

Influența temperaturilor uleiurilor asupra capacității lor de răcire este mult mai mică decât în cazul apei – figura nr. 3.1, fapt explicat prin acțiunea compensatoare a schimbării vâscozității uleiurilor odată cu variația temperaturilor.

Figura nr. 3.1

În practica industrială temperatura uleiului de călire trebuie să fie menținută între 40 ÷ 70ºC sub 40ºC, vâscozitatea mare a uleiului conduce la supraîncălzirea locală a acestuia, însoțită de o degradare termică rapidă dăunătoare tratamentului termic. De asemenea în aceste condiții uniformitatea răcirii piesei nu mai poate fi realizată. Peste 80 90ºC în schimb, apare pericolul de inflamare a uleiurilor mai puțin vâscoase.

În cazul călirii izoterme și în trepte se folosesc uleiuri grele cu punct de inflamabilitate ridicat, astfel temperatura inițială a lor poate să ajungă la 250ºC.

Agitarea uleiului în timpul răcirii piesei sau realizarea unei mișcări relative oarecare între piesă și ulei are un efect ieftin privind mărirea capacității de răcire a uleiurilor probabil datorită stabilității mai ridicate a peliculei abur-gaz și a vâscozității dependente într-o mare măsură de temperatura uleiului.

Totuși, este indicată realizarea mișcărilor relative între piesă și ulei, pentru a evita supraîncălzirea locală a uleiului, pentru uniformitatea răcirii mai ales în cazul pieselor cu formă complicată, precum și pentru a preveni aprinderea acestuia.

Alegerea uleiurilor minerale ca medii de călire se face ținând cont de particularitățile acestora. În general, uleiurile ușoare, cu vâscozitate mică, au o capacitate de răcire mai mare, din nefericire mai ales în domeniul temperaturilor joase, prezentând un punct de inflamabilitate prea scăzut (110 125ºC), ceea ce impune ca să fie folosite numai la călirea pieselor mai mici.

Uleiurile cu vâscozitate normală cu același caracter de răcire ca și cele cu vâscozitate redusă, însă viteza maximă de răcire este deplasată înspre temperaturi mai înalte (intervalul troostitic – intermediar), iar punctul de inflamabilitate este mai înalt (160 ÷ 200ºC), ceea ce permite utilizarea lor în cazul bazinelor de călire mai mari.

Uleiurile cu vâscozitate mare și foarte mare, au o comportare deosebit de interesantă față de cele normale și ușoare.

Viteza de răcire maximă este deplasată chiar peste temperatura intervalului perlito – troostitic, având însă o valoare destul de scăzută. De aceea pentru căliri continue pot fi folosite într-o măsură mai mică. Punctul lor de inflamabilitate ridicat (200 300ºC) le recomandă pentru căliri izoterme și în trepte a pieselor mari la temperaturi de 160 250ºC.

În figura nr. 3.2 sunt date variațiile vitezelor de răcire în centrul unei epruvete sferice de argint cu diametrul de 20 mm răcită în diferite uleiuri minerale, cu o mișcare relativă de 25 cm/sec. Caracteristicile uleiurilor încercate sunt date în tabelul nr.3:

Tabelul nr. 3

Caracteristicile uleiurilor încercate

Figura nr. 3.2.Variațiile vitezelor de răcire

Uleiurile vegetale au capacitatea de răcire cu ceva mai mare decât cele minerale, temperatura lor de inflamare este mai ridicată (200 300ºC) decât a acestora la aceeași vâscozitate.

Prețul mai ridicat, stabilitatea mai redusă la încălziri repetate și formarea inevitabilă a unei creste pe suprafața piesei, au determinat înlocuirea uleiurilor vegetale cu uleiuri minerale.

Uleiurile de călire, în exploatare suferă cu timpul modificări fizico – chimice care conduc la scăderea treptată a capacității de răcire a lor până la necesitatea înlocuirii lor. Procesele de degradare a uleiurilor în exploatare sunt de două tipuri:

un proces de oxidare care este favorizat de temperatura medie mai ridicată a băii de ulei, în care se călesc piese mai mici un timp îndelungat.Procesul de oxidare este accelerat de prezența oxizilor de pe suprafața pieselor (acțiune catalitică) și de prezența apei în ulei care intensifică activitatea acizilor existenți în ulei formând săpunuri groase.Agitarea uleiului cu aer insuflat grăbește de asemenea procesul de oxidare, având drept consecințe creșterea vâscozității și temperaturii de inflamare. O parte dintre produșii de reacție acizi și neutri, se dizolvă în ulei, iar partea insolubilă formează depuneri. Uleiul își pierde transparența, se îngroașă și devine săpunos la pipăit.

un proces de degradare a uleiurilor de călire este descompunerea termică și de cracare oxidantă care are loc numai la încălzire locală a uleiurilor peste 275 – 300ºC, din cauza contactului uleiului cu suprafața metalică încinsă. Procesul este favorizat în băile de ulei nu prea calde, în care se călesc piese groase foarte calde și cu o slabă circulație a uleiului. Datorită descompunerii termice, hidrocarburile mai grele din uleiuri se descompun în hidrocarburi ușoare cu temperatura de fierbere scăzută, cu vâscozitatea și punctul de inflamare scăzut.

Ambele procese fizico-chimice reduc capacitatea de răcire a uleiului. Manifestarea lor în proprietățile fizice ale uleiurilor de călire pot să se compenseze reciproc ca efecte. De aceea este foarte greu de stabilit când s-a degradat uleiul din punct de vedere al tratamentelor termice.

Creșterea vâscozității uleiului cu 30 ÷ 40% poate fi criteriul că uleiul s-a degradat prin oxidare. Dacă în ulei a avut loc și un proces intens de descompunere și de cracare, vâscozitatea nu variază suficient, deși uleiul este deja degradat.

În asemenea cazuri cel mai sigur control este măsurarea capacității de răcire a unei cantități mici de ulei, în laborator, eventual, executarea unor încercări de răcire cu epruvete standard, cu compoziția bine determinată și corespunzătoare ca formă. Prin măsurători de duritate și de omogenitate a călirii se pot obține indicații asupra gradului de uzură a uleiului.

Capacitatea de răcire a uleiului de călire poate fi regenerată. Această regenerare constă din restabilirea capacității de răcire alături de curățirea lor de gudroane, particule coloidale dizolvate, de produsele descompunerilor chimice etc.

Restabilirea capacității de răcire se face prin înlocuirea parțială a uleiului degradat cu ulei proaspăt.

Anterior însă uleiul învechit trebuie curățat prin decantare (pentru eliminarea apei și particulelor nedizolvate în decantare, prin încălzirea prealabilă a uleiului la 80 – 90ºC, eventual folosind centrifuge cu tambur), prin filtrare sub presiune sau sub vid prin țesături de azbest fibros, nisip Kieselgur, site sau filtru metalic, prin coagulare (cu sticlă solubilă) și prin spălare.

Decantarea și filtrarea nu necesită un utilaj prea specific și o calificare specială a personalului, de aceea în uzinele mari, regenerarea uleiurilor de călire se face pe această cale în instalațiile centrale de răcire a lichidului de călire.

Cap.4. Noțiuni tehnologice privind operațiile în care se utilizează bazinul

4.1.Generalități

Pentru obținerea unor piese capabile de performanțe superioare în ceea ce privește durabilitatea în condițiile de exploatare, un rol extrem de important îl are tratamentul termic.

Scopul oricărui tratament termic este de a modifica după dorință structura metalului prin încălzire până la o anumită temperatură și răcire ulterioară.

Modificarea proprietăților metalului provocată de tratamentul termic trebuie să fie remanentă.

Dintre operațiile de tratament termic, cea mai veche și cea mai răspândită este operația de călire. Ea constă dintr-o încălzire deasupra punctului critic Ac3, care este determinat de compoziția chimică a oțelului, dintr-o menținere la această temperatură în funcție de mărimea pieselor și de caracteristicile utilajului de încălzire și dintr-o răcire ulterioară executată cu o viteză anume, aleasă în funcție de proprietățile mecanice pe care trebuie să le capete piesele tratate termic. În principiu, diagrama operației de tratament termic de călire arată astfel, figura nr. 4.1

Figura nr. 4.1 Diagrama tratamentului de călire

În procesul de călire, piesele suferă modificări de volum: dilatări termice și contracții structurale în cursul încălzirii și apoi, contracții termice și dilatări structurale în cursul răcirii. Dilatările și contracțiile termice sunt practic reversibile și se anulează reciproc.

Modificările de volum introduse de transformările structurale, însă, nu sunt reversibile, deoarece structurile inițiale și finale au volume specifice diferite, iar diferențele sunt cu atât mai mari cu cât constituienții de transformare de răcire sunt mai depărtați: de echilibru și cu cât oțelul are mai mult carbon (tabelul nr. 4.1).

Tabelul nr. 4.1

Volumele specifice ale constituienților structurali ai oțelurilor:

Deci, la călire, piesele își măresc volumul, fenomenul se numește “umflare”, este inevitabil și trebuie ținut cont de el la piesele de precizie.

Din tabelul nr. 4.1 se poate observa că volumele specifice depind de conținutul de carbon, deci cele mai mari deformări de volum remanente la călire se vor produce la oțelurile cu conținut ridicat de carbon.

Modificările de volum produse la răcire, atât de contracțiile termice cât și de transformările structurale, se suprapun și din interacțiunea lor rezultă tensiuni interne, variabile ca semn și mărime, în timpul operației de răcire (tensiuni de călire).

Tensiunile de călire se manifestă prin efectele pe care le produc, fie în cursul călirii (tensiuni temporare), fie după aceea (tensiuni remanente).

Efectele observabile și măsurabile ale tensiunilor de călire sunt deformațiile (schimbările de formă prin îndoire, răsucire, variația de unghiuri, etc.) și fisurile sau crăpăturile de călire.Modificarea remanentă de volum (umflarea) reflectată în modificarea dimensiunilor liniare ale pieselor va fi cu atât mai mare cu cât diferența de volum specific dintre constituienții inițiali și finali va fi mai mare. Date în legătură cu acest fenomen sunt redate în tabelul nr.4.2

Tabelul nr. 4.2

Modificările de volum și liniare la transformărilestructurale ale oțelurilor

Aceste modificări liniare și de volum, ce apar la călire, duc la deformarea pieselor.

Problema deformațiilor de călire trebuie să fie analizată în funcție de poziția tratamentului termic. Se preferă, în prezent să se execute toate operațiile de prelucrare înainte de îmbunătățire.

În acest caz însă, deformațiile de tratament termic rămân, după îmbunătățire realizându-se cel mult o suprafinisare.

Pentru determinarea tendinței de deformare, s-au făcut o serie de încercări speciale și studii care au arătat că deformațiile maxime sunt în direcția fibrajului, minime în direcția radială și medii în direcția transversală.

De asemenea, s-a observat că tendința spre aceste defecte ce apar la călire este cu atât mai mare cu cât oțelul are călibilitate mai mică și cu cât structurile de călire sunt mai neuniforme pe secțiune sau în diferite porțiuni ale pieselor cu configurații complicate. În ceea ce privește factorii dependenți de oțel se constată că deformația crește cu:

creșterea conținutului de carbon (pentru fiecare 0,1% C în plus, călirea pătrunsă la martensită conduce la o creștere de volum de cca. 0,1%);

creșterea gradului de aliere;

creșterea granulației austenitice ereditare și, mai ales, ajungerea în domeniul granulației neuniforme;

scăderea calibilității, ceea ce determină o variație mai mare de structuri cu volume specifice diferite;

creșterea gradului de segregare, care accentuiază diferența de deformare între direcția fibrajului și celelalte direcții.

În ceea ce privește condițiile în care se execută călirea, se observă următoarele aspecte:

încălzirea neuniformă pentru călire mărește tendința de deformare; la fel, – încălzirea rapidă în băi de săruri conduce la deformări la călire mai mari decât aceea în cuptoare electrice sau cu gaz;

supraîncălzirea mărește tendința de deformare la oțelurile cu granulație ereditară necontrolată și nu are efecte marcante la cele cu granulație fină;

viteza de răcire mărește, în general, tendința de deformare, deoarece creează condiții favorabile pentru creșterea tensiunilor atât termice cât și structurale;

mediul de călire are o influență esențială asupra deformării, el influențând viteza de răcire în secțiunea piesei;

poziția pieselor în bazinul de călire influențează prin succesiunea transformărilor în diferite porțiuni ale lor.

O detensionare anterioară călirii, în special la piesele forjate în matriță, constituie o măsură eficientă pentru reducerea deformațiilor de călire.

La revenirea ulterioară, deformațiile produse la călire se modifică prin relaxarea tensiunilor și transformărilor structurale, care se produc prin micșorare de volum.

În ceea ce privește distorsiunile, acestea rămân sau se accentuează, deoarece deformațiile elastice de călire trec în deformații plastice permanente. Acestea se pot reduce numai prin redresare (îndreptare).

Metoda de încălzire la călire precum și alegerea utilajului trebuie să aibă drept scop o încălzire cât mai uniformă a pieselor pentru a nu se introduce tensiuni termice, ce ar putea depăși rezistența de rupere a materialului.

În funcție de materialul și configurația piesei și de procesul tehnologic de prelucrare înainte și după tratamentul termic, se va alege sistemul de încălzire cel mai potrivit.

Se recomandă ca, acolo unde sunt posibilități, să se folosească atmosferă neutră sau ușor reducătoare. În scopul unei oxidări reduse, în lipsa unor agregate speciale cu atmosferă de protecție, se pot utiliza cuptoarele de carburare existente în uzină, sau cutiile de cementare folosite în mod obișnuit, prin care se va trece un slab curent de gaz metan sau alt gaz carburant, la o presiune de 5 ÷10 mm CA.

La piesele de serie mare, se vor folosi agregate continui de călire pentru piese mici și mijlocii, sau mecanizarea operației de încărcare și descărcare în cuptoare obișnuite pentru piese mari.

În cazul pieselor de serie mică și mijlocie, se vor folosi cuptoare cameră, verticale, cu baie de sare sau de alt tip, cu funcționare discontinuă.

Cuptoarele cu flacără, asigură o uniformitate mai bună a temperaturii și posibilitatea reglării arderii în sensul obținerii unei atmosfere cu oxidare redusă.

Cuptoarele electrice conduc la oxidare mai puternică a pieselor și necesită totodată agitatoare pentru uniformizarea temperaturii în spațiul de lucru.

Dacă este nevoie să se călească o porțiune anumită dintr-o piesă, dacă se urmărește o încălzire uniformă a pieselor cu secțiune complicată și în general pentru un regim cât mai corect de tratament termic, încălzirea se va executa în băi de săruri, dacă dimensiunea reperului permite aceasta.

Înainte ca piesele să fie introduse în cuptorul de încălzire, se va face un control al defectelor cu mijloacele existente în uzină (cu ultrasunete, cu feroflux, cu petrol, etc.).

În afară de controlul făcut pentru depistarea eventualelor fisuri, cu mijloacele aferente atelierului de tratamente termice, se va face și un control vizual al pieselor, pentru a se stabili dacă nu există urme de lovituri, deformări ale pieselor și dacă s-au executat razele de racordare între diferite secțiuni.

Sortarea pieselor trebuie făcută după mărimea secțiunii, loturile constituindu-se din piese cu dimensiuni apropiate. În cazul când utilajul permite introducerea unui număr mare de piese, iar loturile de piese de dimensiuni apropiate sunt mici, se pot introduce în cuptor piesele mari în fund, iar cele mici în față, respectându-se pentru fiecare ciclul său de tratament la aceeași temperatură de încălzire.

În vederea asigurării rezultatelor optime ale tratamentului termic, este necesar ca piesele de formă mai complicată și cele care se pot deforma ușor să fie introduse în dispozitive, atât la încălzire cât și la răcire. Ele vor trebui să asigure încălzirea și răcirea pieselor în pozițiile cele mai corecte, pentru deformări minime.

De exemplu, piesele de formă inelară vor fi dispuse în poziția orizontală, discurile în poziție verticală, axele cu raportul în poziție verticală etc.

Așezarea pieselor în cuptor prezintă cea mai mare importanță pentru durata și uniformitatea încălzirii. Se vor așeza piesele cu intervale între ele, de mărime egală cu dimensiunea medie a piesei și pe cât posibil pe suporți, astfel ca piesele să poată fi în contact cu mediul de încălzire din toate părțile.

De asemenea, conducerea corectă a procesului de răcire la călire are un rol important pentru reușita operației.

Pentru a reduce la minimum deformațiile la călire, piesele trebuie să fie introduse în bazin în anumite poziții: piesele lungi se introduc axial, cele plate pe muchie, iar cele cu grosime variabilă cu partea groasă înainte.

În tot timpul răcirii, piesele trebuie să fie deplasate prin bazin sau mediul de călire să fie agitat, iar durata de menținere trebuie să fie suficient de mare, pentru ca și zona interioară să se răcească suficient.

Înainte de a se începe ciclul de tratament termic și în general la începutul fiecărei perioade de lucru, se va verifica utilajul din punct de vedere constructiv și funcțional, cât și aparatele de măsură a temperaturii.

Pentru mărirea duratei de funcționare a agregatului de încălzire și pentru mărirea productivității este necesar să nu se alterneze operații diferite de tratament termic pe același utilaj.

Pe această linie, se recomandă folosirea unui agregat pentru călire și diferit de acesta, altul pentru revenire.

Calculul duratei de încălzire și menținere la temperatura de austenizare se face ținându-se seama de materialul, forma și dimensiunile reperului.

Dacă nu se prescrie altfel sau instrucțiunile specifice materialului sau reperului, temperatura de încălzire se poate stabili pe baza compoziției chimice a oțelului, folosindu-se formula:

Ti = 920 – 150 C – 20 Mn – 20 Ni + 20 Cr + 30 Mo + 10 W + 200 V [ºC].

unde: C, Mn, Ni, etc. reprezintă procentele în % element de aliere.

Încălzirea pentru călire trebuie să asigure uniformitatea temperaturii și omogenitatea soluției solide în toată secțiunea reperului.

Aprecierea duratei de încălzire și menținere pentru călire se face diferențiat, în funcție de dimensiunile și forma reperului, luând în considerare carbonul echivalent.

Carbonul echivalent se poate calcula cu formula:

CE = % C + 1,5% Mn + 1,4% Cr + 1,3% Mo + 1,10% Ni + 1,5% V.

Determinarea timpului de încălzire și menținere se recomandă a se face diferență în funcție de dimensiunea caracteristică (diametru, grosime).

Tema proiectului ne conduce la ideea unui atelier de tratament termic unicat sau serie mică, cu o configurație complexă a reperelor ce vor fi tratate termic. În consecință vom alege ca repere reprezentative: Matriță din 34 MoCrNi 15 (figura nr.4.2), Arbore din 34MoCrNi15 (figura nr.4.3) și Inel din 41MoCr11 (figura nr.4.4).

Figura 4.2 Arbore din 34MoCrNi15

Figura 4.3 Matriță din 34 MoCrNi 15

Fig. 4.4 Inel din 41MoCr11

4.2.Tratamentul termic de călire

Caracteristicile pentru reperul “Matriță”:

masa:2100 kg.

Caracteristicile urmărite:

– duritatea la suprafațele active HB = 400 – 440.

– duritatea la părțile de prindere (cozi) HB = 270 – 280.

Se va trata doar tratamentul termic de călire, deoarece aceasta are determină utilajul ce constituie tema din proiect.

Materialul 34 MoCrNi 15, conform STAS 791–88, prezintă următoarele caracteristici:

1. Compoziția chimică:

– C = 0,30 ÷ 0,38%;

– Mn = 0,40 ÷ 0,70%;

– S = 0,020 ÷ 0,040%;

– P = max. 0,035%;

– Cr = 1,40 ÷ 1,70%;

– Ni = 1,40 ÷ 1,70%;

– Mo = 0,15 ÷ 0,30%.

2. Caracteristicile mecanice obținute pe probă de tratament termic de referință 16 mm în stare îmbunătățită:

– limita de curgere Rp0,2 = min. 1000 N/mm2;

– rezistența la rupere Rm = 1200 – 1400 N/mm2;

– alungirea la rupere As = min. 9%;

– gâtuirea la rupere Z = min. 40%;

– energia de rupere KV = min 40 J.

3. Recomandări pentru tratamentul termic de îmbunătățire:

– călire de la temperatura de 830 860ºC;

– mediul de călire – ulei;

– revenire – 540 680ºC;

– mediul de răcire la revenire – ulei.

4. Pătrunderea la călire, (figura nr. 4.4).

Temperatura de călire calculată cu formula:

Tî = 920 – 150 C – 20 Mn – 20 Ni + 20 Cr + 30 Mo + 10 W + 200 V [ºC]

este:

Tî = 920 – 150³ 0,35 – 20³ 0,55 – 20³ 1,55 + 20³ 1,55 + 30³ 0 + 10³ 0 +200³ 0

Tî = 920 – 52,5 – 11 – 31 + 31

Tî = 856,5 [ºC].

Adoptăm temperatura de austenizare Tî = 860 ºC.

Figura nr. 4.5 Pătrunderea la călire

Reperele din această categorie se introduc în cuptor la temperatura de max. 400ºC la care se mențin timp de 1 minut pentru fiecare 2 mm grosime. Încălzirea în continuare, până la 650 680ºC se va face cu viteză maximă de 60ºC/oră. La temperatura de 650 680ºC reperele se mențin timp de 1 minut pentru fiecare 2 mm grosime. Încălzirea până la temperatura de austenizare de 860ºC se va face cu viteză maximă de 120ºC/min. În situația că temperatura de austenizare este mai mare de 900ºC, se va mai face un palier de menținere la temperaturi de 850 – 900ºC cu durata de menținere de 1 minut pentru fiecare 2 mm grosime. Viteza de încălzire până la temperatura de austenizare nu va depăși 250ºC/oră. Menținerea la temperatura de austenizare până la 900ºC va fi conform tabelului nr. 4.3.

Timpul de menținere în funcție de valoarea carbonul echivalent CE este prezentat în tabelul nr. 4.3 și nomograma din figura nr. 4.6

Tabelul nr. 4.3

Timpul de menținere funcție de carbonul echivalent

În cazul temperaturilor de austenizare mai mari de 900ºC, durata de menținere va fi de 1min/2 mm la oțelurile cu și de 1 min/1 mm de grosime la oțelurile cu .

Figura nr.4.6 Timpul de menținere în funcție de valoarea carbonul echivalent

Pentru reperul considerat (matrita), diagrama de tratament termic de călire este redată în figura nr.4.6.

.

Figura nr.4.7 Diagrama de tratament termic de călire pentru matriță

4.3.Răcirea pentru călire

Problema principală pentru tratamentul de călire este alegerea corectă a mediului și modalității de răcire, care trebuie să satisfacă două cerințe: pe de o parte să asigure obținerea unei structuri cu proporție maximă de martensită, iar pe de altă parte să evite apariția unor tensiuni termice și structurale cu valori ridicate, ce pot provoca deformarea sau crăparea pieselor.

La piesele de dimensiuni mari sau complicate, răcirea pentru călire se recomandă să se facă mai întâi în aer. Durata de menținere în aer este de 1 minut/50 mm grosime de piesă. Apoi răcirea piesei se continuă în ulei, până la temperatura de cca. 150ºC (sau vizual când uleiul fumegă la scoaterea piesei din bazinul de răcire).

Răcirea ulterioară se face în aer. Deci, la piesele mari sau complicate, se recomandă ca sfârșitul transformării să se facă în are și nu în ulei.

La piesele subțiri, răcirea în aer (deși nedorită) duce la scăderea într-o oarecare măsură a punctelor de transformare sub valorile caracteristice fiecărui oțel. Ca atare, se păstrează totuși o cantitate suficient de mare de austenită capabilă să realizeze structuri de călire.

Înnegrirea pieselor la răcirea în aer se datorează formării și desprinderii de pe suprafața lor a unui strat de oxid, sub care piesa continuă să aibă o temperatură ridicată.

Ca valori orientative ale vitezei de răcire în aer, se dau următoarele date: la piese cu grosime de 20 ÷ 200 mm, în domeniul de temperaturi 850 700ºC, viteza de răcire este de 25 ÷ 5ºC/min funcție de grosimea piesei.

În ceea ce privește durata de menținere în ulei a piesei, ea poate fi determinată orientativ cu ajutorul nomogramei lui Klaptov, pe baza raportului dintre suprafața și volumul piesei, a temperaturii de încălzire și a temperaturii finale în miezul piesei (tf).

Această nomogramă, dată în figura nr.4.6 este valabilă pentru ulei cu vâscozitatea de 3,5ºE, temperatura de 50ºC și agitare de cca. 0,8 m/sec.

Vom utiliza ulei de răcire TT 50 conform STAS 2720 – 88 cu următoarele caracteristici:

– densitate relativă la 20ºC = max. 0,905;

– vâscozitate cinematică la 40ºC = max. 50 mm2s-1;

– indice de vâscozitate = min 60;

– punct de inflamabilitate în vas deschis Marcusson, , = min 195ºC;

– indice de neutralizare: max = 0,08 mg KOH/g;

– apă – lipsă;

– temperatura inițială de distilare = min 300ºC;

– cocs Conradson = max 0,25%;

– cenușă = max 0,01%.

Fig. 4.8

În figura nr. 4.9 este redată diagrama răcirii centrului piesei pentru oțel:

Figura nr. 4.9 Diagrama răcirii centrului piesei pentru oțel

unde: = temperatura de încălzire a piesei; = temperatura de răcire a miezului piesei; x = întârzierea în timp a răcirii miezului față de suprafața piesei; tr – x= durata de răcire intensă; = durata totală de răcire.

Datele inițiale privind răcirea le vom calcula utilizând nomograma astfel:

– se calculează raportul S/V [cm]:

– S = 16800 cm2 x 2 = 33600 cm2

– V = 144000 cm2 x 2 = 288000 cm2.

– ;

– se stabilește temperatura de răcire finală a miezului Tr = 200ºC;

– pe nomogramă se trage o linie orizontală din punctul de pe ordonata T, care reprezintă temperatura de încălzire a piesei, până la curba descendentă reprezentând temperatura miezului după terminarea răcirii Tr = 200ºC;

– se ridică verticala până la curba ascendentă, reprezentând mediul de răcire (uleiul);

– de aici se trage o orizontală până la ordonata “Y” (linia de pivot);

– punctul găsit se unește printr-o linie dreaptă cu punctul reprezentând raportul S/V corespunzător scalei din dreapta.

Aflăm astfel durata perioadei inițiale de răcire “x”.

– x = 20 min

– = 2 min.

Durata totală de răcire:

Deoarece uleiul are alte caracteristici:

[min.].

unde Ku, Kv, Kn – sunt coeficienți care au următoarele valori:

-Ku (coeficient în funcție de temperatura uleiului,)

pentru tulei =50ºC Ku = 1.

-Kv – coeficient în funcție de viteza de agitare a uleiului

pentru viteza de agitare 0,4 m/sec Kv = 1,08.

-Kn – coeficient funcție de vâscozitate uleiului

– pentru vâscozitatea 6ºE/50ºC Kn = 1,08.

Rezultă:

Tr = 22·1,08·1·1,08 = 25,6 min

Creșterea temperaturii uleiului, funcție de greutatea șarjei călite se determină cu ajutorul diagramei din figura nr. 4.8, valabilă pentru condițiile uleiului menționate anterior.

;

Figura nr. 4.10 Creșterea temperaturii uleiului, funcție de greutatea șarjei călite

Rezultă din diagramă o creștere de 13ºC.

Dacă condițiile diferă, se aplică corecțiile de formă a bazinului de răcire, felul șarjei călite și temperatura mediului ambiant etc.

Deci creșterea de temperatură reală a băi de călire va fi:

[ºC],

unde: ;Ku = 1, Kv = 1,08;

Ki – funcție de înălțimea bazinului de ulei, raportată la latura mare

Ki = 1,00

Kf – funcție de felul șarjei;

Kf= 1 (pentru 1 ÷ 2 piese)

Km– funcție de temperatura mediului ambiant, luăm cazul extrem de zonă 40ºC.

Km = 1,04.

Rezultă:

[ºC],

ºC.

4.4.Calculul regimului termic pentru reperul "Arbore"

4.4.1.Date inițiale

A – călire;

B – revenire joasă.

Pentru aceste tratamente, încălzirile se vor face în cuptoare electrice cu urmatoarele caracteristici:

– L = 2000 mm;

– l = 1500 mm;

– h = 900 mm;

– P = 250 Kw;

– Pt = 25 Kw.

Dimensiunile piesei:

d = 280 mm;

l = 990 mm;

Mp = 470 kg.

Masa încărcăturii ( șarjei ):

Mi = N·Mp [Kg]

unde: Ms – masa încărcăturii ( șarjei ) [kg]; Mp – masa unei peise, [ kg ]; N – numărul de piese încălzite într-o șarjă.

Ms = 10 · 470 = 4700 kg

Materialul arborelui: 34MoCN15.

4.4.2. Tratamentul de călire

– temperatura piesei: θp’ = 20 °C;

– temperatura de tratament: θi = 850 °C ± 5 °C.

– temperatura de lucru a cuptorului:

θcm = 850 + ( 30 ÷ 50 ) °C = 890 °C.

Caracteristicile materialului:

Cp20 = 452 J/KgK Cp850 = 715 J/KgK

λp20 = 45 W/m·K λp850 = 24 W/m·K

εp = 0.9 εc = 0.8.

Suprafata încălzită

Ap = 8.7 m2.

Prima faza a încălzirii

Densitatea fluxului termic

[ W/m2 ]

W/m2

Coeficientul redus de radiație:

[ W/m2·K4 ]

Se aproximează:

W/m2·K4

Temperatura suprafeței piesei după prima fază de încălzire:

[ °C]

Temperatura inițială a cuptorului:

[°C]

Tansmisivitatea prin radiație:

la t = 0

[ W/m2·K ]

la t = t1

[ W/m2·K ]

Valoarea medie:

Criteriul Biot:

λp20 = 45 W/m·K

λp769 = 25 W/m·K

λpm1 = W/m·K

Bi = 0.19 < 0.5 rezultă corp subțire.

Timpul de încălzire pentru prima perioadă:

[h]

Cp20 = 452 J/kg·K ]

Cp769 = 715 J/kg·K ]

Cp1 = J/kg·K

Faza a-II-a a încălzirii de la 769 °C la 850 °C

Transmisivitatea caldurii prin radiație:

La t = t1

αcp = 53.76 W/m2 K

La t = ti

W/m2 K

W/m2 K

Valoarea medie:

W/m2·K

Criteriul Biot:

λp769 = 25 W/m·K

λp850 = 24 W/m·K

λpm2 = W/m·K

Bi = 0.32 < 0.5

Timpul de încălzire pentru a-II-a perioadă:

[h]

unde:

= ψ

= ψ

Timpul total de încălzire:

[ h ]

Timpul de menținere:

4.4.3.Răcirea

Răcirea arborelui din 34MoCrNi15 se face în ulei.

Timpul de răcire se calculează cu relația:

[h]

unde:

n – număr de piese ce se încălzesc concomitent;

MG – greutatea șarjei [ kg ];

Ap – suprafața încălzită a pieselor [ m2 ];

Cp – căldura specifică a metalului [ kcal/kg·grad ];

tt – temperatura de tratament [°C];

tf – temperatura finală a pieselor [°C];

tconv – temperaturii băii de ulei în timpul răcirii;

αconv – coeficient global de cedare termică la răcire.

Pentru calculul lui tconv si αconv avem:

[°C]

[kcal/m2·h·grad]

unde:

Wl, Wm – echivalenți apă ai lichidului și ai materialului metalic care se răcește;

tinl – temperatura inițială a lichidului [°C];

tinm – temperatura inițială a materialului metalic [°C];

tinl = 30 [°C];

tinm = 850 [°C];

Wl = Vl · γl · Cpl [kcal/grad]

unde:

Vl – volumul bazinului de ulei [dm3];

γl – densitatea uleiului [ kg/dm3];

Cpl – căldura specifică a uleiului [ kcal/kg·grad ];

Vl = 20000 dm3;

γl = 0.9 kg/dm3;

Cpl = 0.5 kcal/kg·grad

Wl = 20000 · 0.9 · 0.5 = 9000 kcal/grad

Wm = N · Ma · Cpm Kcal/grad

unde:

N – număr de piese din sarjă;

Ma – masa arborelui [kg];

Cpm – caldura specifică a metalului;

α = 300 [ Kcal/m2·h·grad] – pentru ulei;

Bi =

unde:

re – 0.140 m;

αc1 = 42.62 W/m2·K

αc2 = 59.74 W/m2·K

αcm = 51.18 W/m2·K

λp1 = 45 W/m·K;

λp2 = 24 W/m·K;

λpm = 34.5 W/m·K;

corp subțire

K= 3.5 – pentru cilindru;

Timpul de răcire va fi:

τciclu = τinc + τm + τmanip + τrac = 3.11 + 0.77 + 0.1 + 13.4 = 17.38 h

4.4.4.Revenire înaltă

Temperatura piesei:

temperatura piesei: θp’ = 20 °C;

temperatura de tratament: θi = 600 °C ± 5 °C.

Temperatura de lucru a cuptorului:

θcM = 600 + (30 ÷ 50 °C) = 640 °C;

Caracteristicile materialului:

Cp20 = 452 J/kg K și Cp600 = 570 J/kg K

λp20 = 45 [ W/m·K ] și λp600 = 28 W/m·K

εp = 0.9 și εc = 0.8.

Suprafața încălzită

Prima faza a încălzirii

Densitatea fluxului termic

[ W/m2 ]

[ W/m2 ]

Coeficientul redus de radiație:

[ W/m2·K4 ]

Se aproximează:

[ W/m2·K4 ]

Temperatura suprafeței piesei după prima fază de încălzire:

[ °C]

Temperatura inițială a cuptorului:

[°C.

Transmisivitatea prin radiatie:

la t = 0 [ W/m2·K ]

[ W/m2·K ]

la t = t1

[ W/m2·K ]

W/m2·K

Valoarea medie:

αcp1 = [ W/m2·K ]

Criteriul Biot:

Bi =

λp20 = 45 W/m·K

λp196 = 39 W/m·K

λpm1 = W/m·K

Bi =

Bi = 0.16 < 0.5

Timpul de încălzire pentru prima perioadă:

[h]

Cp20 = 452 J/kg·K

Cp196 = 500 J/kg·K

Cp1 = J/kg·K

Faza a-II-a a incalzirii de la 769 °C la 850 °C

Transmisivitatea căldurii prin radiație:

la t = t1

αcp = 58.23 W/m2 K

la t = ti

[W/m2 K]

W/m2 K

Valoarea medie:

αcp2 = W/m2·K

Criteriul Biot:

Bi =

λp196 = 39 W/m·K

λp600 = 28 W/m·K

λpm2 = W/m·K

Bi =

Bi = 0.35 < 0.5

Timpul de încălzire pentru a-II-a perioadă:

[h]

unde:

= ψ

= ψ

Timpul total de încălzire:

τi = τ1 + τ2 [ h ]

τi = 0.48 + 1.45 =1.93 h.

Acest timp se calculează astfel încât pentru fiecare inch (25.4 mm ) este afectat un timp de 1h.

Astfel pentru arborele cu d = 280 mm, avem

Răcirea

Răcirea pentru revenire înaltă se face în aer linistit. Timpul de răcire se calculează cu relația:

[h]

unde:

MG – greutatea sarjei [ Kg ];

Ap – suprafața încălzită a pieselor [ m2 ];

Cp – căldura specifică a metalului [ kcal/kg·grad ];

tt – temperatura de tratament [°C];

tf – temperatura la sfârșitul răcirii piesei[°C];

tmr – temperaturii mediului de răcirii;

Timpul de racire va fi:

τciclu = τinc + τm + τmanip + τrac = 1.93 + 11.02 + 0.1 + 8.77 = 21.82 h

4.5.Determinarea productivității utilajelor

Aceasta se calculeaza cu relația:

P =

unde:

P – productivitatea [kg/h];

Ms – greutatea șarjei [kg];

τtot – timpul necesar încălzirii pentru o operație [h];

τaux – timp auxiliar [h];

Pentru călire:

Pentru revenire înaltă:

4.6.Determinarea numărului de utilaje la călire și revenire

4.7.Calculul regimului termic pentru reperul "Inel"

Tratamentele termice aplicate:

A – călire martensitică volumică;

B – revenire joasă ( detensionare );

Pentru aceste tratamente încălzirile se vor face în cuptoare electrice cu vetre mobile, având urmatoarele caracteristici:

L = 1500 mm;

l = 900 mm;

h = 900 mm;

P = 50 kW;

Pt = 0.12 P = 6 kW;

Dimensiunile piesei

D = 355 mm;

d = 242 mm;

h = 57 mm;

Mp = 15 kg;

Ms = N · Mp [ kg ],

unde:

Ms = masa șarjei;

Mp = masa piesei;

N – numărul de piese ce compun șarja ( N = 30 bucăți )

Ms = 30 · 15 = 415 kg;

Piesele se vor așeza în 6 pachete, fiecare pachet conținând 5 bucați. Spațiul dintre bucăți este asigurat de către distantiere.

4.7.1.Călire

Încălzirea:

temperatura de tratament: tt = 860 °C;

temperatura cuptorului:

tc = 860 + ( 30 – 50 °C ) = 900 °C.

Căldura specifică a metalului:

unde: i – entalpie;

Cpm = kcal/kg· grad

Conductivitatea termică a metalului:

,

unde:

Σ – suma elementelor de aliere ( Σ = 1.22 )

Kcal/m·h·°C;

λ860 = K· λ20,

unde:

K – constanta care ține seama de temperatura ( K860 = 0.685 )

λ860 = 0.685 · 42 = 28.7 Kcal/m · h ·°C;

Coeficient de emulsivitate:

εp = 0.9;

εp = 0.8;

Suprafața încălzită a încărcaturii:

Ap = N[ 2πRh + 2πrh + 2π( R2 – r2 ) ]

Ap = 30[ 2π · 0.177 · 0.057 + 2π · 0.121 · 0.057 + 2π ( 0.1772 – 0.1212 )

Ap = 6.3 m2.

Densitatea fluxului termic:

qp =

qp =

Coeficient redus de radiatie:

Ccp =

unde:

Ccp =

Ac – suprafața rezistoarelor;

Ac = 4.05 m2.

Temperatura piesei

Când cuptorul atinge temperatura de lucru este:

[ °C]

Temperatura inițială a cuptorului

°C.

Transmisivitatea prin radiație:

la t = 0

[ W/m2·K ]

[ W/m2·K ]

la t = t1

[ W/m2·K ]

[ W/m2·K ]

Valoarea medie:

αcpm = [ W/m2·K ]

Criteriul Biot:

Bi =

Re =

Bi =

Bi = 0.22 < 0.25, rezulta corp subtire.

Timpul de încălzire :

[h]

Timpul de menținere:

Răcirea

Timpul de răcire se calculează cu relația:

[h]

unde:

n – număr de piese ce se încălzesc concomitent;

MG – greutatea șarjei [ kg ];

Ap – suprafața încălzită a pieselor [ m2 ];

Cp – căldura specifică a metalului [ kcal/kg·grad ];

tt – temperatura de tratament [°C];

tf – temperatura finală a pieselor [°C];

tconv – temperaturii băii de ulei în timpul răcirii;

αconv – coeficient global de cedare termică la răcire.

[°C]

[Kcal/m2·h·grad]

unde:

Wl, Wm – echivalenți apă ai lichidului și ai materialului metalic care se răceste;

tinl – temperatura inițială a lichidului [°C];

tinm – temperatura inițială a materialului metalic [°C];

tinl = 30 [°C];

tinm = 860 [°C];

Wl = Vl · γl · Cpl [Kcal/grad]

unde:

Vl – volumul bazinului de ulei [dm3];

γl – densitatea uleiului [ Kg/dm3];

Cpl – căldura specifica a uleiului [ Kcal/Kg·grad ];

Vl = 1000 dm3;

γl = 0.9 Kg/dm3;

Cpl = 0.5 Kcal/Kg·grad

Wl = 1000 · 0.9 · 0.5 = 450 Kcal/grad

Wm = N · Mg· Cpm [Kcal/grad]

unde:

N – număr de piese din șarja;

Mg – masa arborelui [kg];

Cpm – căldura specifică a metalului;

Wm = 5 · 15 · 0.164 = 12.3 Kcal/grad

α = 300 [ Kcal/m2·h·grad] – pentru ulei;

Timpul de răcire va fi:

τciclu = τinc + τm + τmanip + τrac = 1.57 + 0.35 + 0.1 + 0.13 = 2.15 h

4.7.2.Revenirea joasă

Temperatura piesei:

temperatura piesei: θp = 20 °C;

temperatura de tratament: θi = 200 °C

Temperatura de lucru a cuptorului:

θcM = 240 °C;

Calculul timpului t1 și a temperaturii θp’’

qp = αcp (θc – θp ): [ W/m2 ]

unde

αcp – transmisivitatea complexă între cuptor și piesă:

αcp = αc + αr .

αc – transmisivitatea prin convecție liberă (αc = 12 W/m2·K).

αr – transmisivitatea prin radiație:

[ W/m2·K ]

[ W/m2·K]

αcp = 12 + 10.8 = 22.8 W/m2·K;

qp = 0.8 · θi = 0.8 · 200 = 160 °C;

[h]

Cpm20 = 452 kJ/kg·K

Cpm160 = 484 kJ/kg·K

Cpm = 468 kJ/kg·K ;

Calculul timpului t2 – încălzirea la θc = ct

Qp = αcp(θcM – θp )

αcp = αc + αr

αcp = 12 W/m2 · K4;

αr = 17.4 W/m2·K

αcp = 17.4 + 12 = 29.4 W/m2·K.

[h]

Cpm160 = 484 kJ/kg·K ]

Cpm200 = 490 kJ/kg·K ]

Cpm2 = 487 kJ/kg·K ];

tinc = t1 + t2 = 0.26 + 0.22 = 0.48 h.

Timpul de menținere pentru detensionare

Din literatura de specialitate rezultă ca pentru fiecare 25.4 mm (1 inch), timpul de menținere este de 1 oră.

De aici rezultă ca pentru reperul „Inel ” timpul de menținere este:

Răcirea

Aceasta se face în aer linistit, timpul de răcire se calculează cu relația:

[h]

G – 15kg;

Cp = 0.164 Kcal/Kg·grad;

α’ = 20 Kcal/m2 · h· grad;

Ap’ = 0.21 m2;

tt = 200°C;

tmr = 20°C;

tf = 50°C;

τciclu detens = τinc + τm + τmanip + τrac

τciclu detens = 0.48 + 2.24 + 0.1 + 0.69

τciclu detens = 3.5 h.

Cap.5.Variante de bazine de încălzire

Utilajele de răcire rapidă (bazine de călire) se construiesc în multe variante, de la bazinul mic transportabil până la cel automatizat, component al agregatelor de tratamente termice.

Căldura preluată de la piese este eliminată prin diferite sisteme în funcție de productivitatea cerută bazinului. Pentru producții specifice de câteva kg/h, la cuptoarele mici, discontinui, se folosesc bazine nerăcite sau cu cămașă de răcire exterioară figurile. 5.1,și 5.2.

Figura nr. 5.1. Răcire naturală a mediului de călire.

Dacă producția specifică crește până la 100 kg/h se recurge la bazine staționare în care mediul de călire este răcit cu serpentină de apă, figura nr. 5.3, sau cu un radiator prin care circulă apă rece în circuit închis figura nr. 5.4.

Pentru productivități ridicate și călirea de piese mari, bazinul (sau mai multe bazine simultan) este conectat la o instalație de răcire prin recirculare, cu pompă și un sistem (turn) de răcire separat. figura nr. 5.5.

În bazinele discontinui mecanizate (care deservesc, de regulă unul sau mai multe cuptoare discontinui), agitarea mediului de călire se realizează prin sisteme mecanice simple (agitator cu elice, pompe de recirculare, tuburi găurite prin care se trimite aer comprimat amplasat pe fundul bazinului), la care trebuie să se adauge și mișcarea continuă a pieselor (sau a dispozitivelor cu piese), fie manual, fie cu macarale (la piesele cilindrice mari se poate imprima și o mișcare de rotație în jurul axei proprii, cu ajutorul unui dispozitiv).

Figura nr.5.2 Bazin cu cămașă de apă de răcire.

Dacă mediul de călire trebuie să fie încălzit la o anumită temperatură, se folosesc în acest scop, vapori de apă (trimiși direct în bazin sau în serpentina special amenajată) sau rezistori imersibili, cu sârma de rezistență îngropată în tuburi metalice ale căror pereți sunt izolați electric cu o masă de periclez, care îmbracă sârma de rezistență.

În prima grupă sunt cuprinse bazinele cu platforme (mase) imersibile, asociate de regulă cuptoarelor continui cu împingătoare. Ele se întâlnesc în două variante cu deplasare numai pe verticală figura nr. 5.6 și cu platforme rotitoare figura nr. 5.7. Bazinele cu funcționare continuă asigură deplasarea pieselor cu ajutorul unor transportoare, prin mediul de călire.

Figura nr. 5.3. Bazin de călire cu răcire prin serpentina cu apă.

Bazinele mecanizate se construiesc în două variante principale: cu funcționare ciclică și cu funcționare continuă.

În cazul mecanismelor cu platformă deplasabilă pe verticală, figura nr. 5.5, extractorul extrage piesa din cuptorul 1 și o instalează pe platforma băii de călire. Piesa efectuează o cursă completă în baie (coborâre – ridicare), iar apoi este evacuată cu împingătorul, după care ciclul băii se reia.

Deplasarea platformei pe verticală se realizează prin rotirea tijelor filetate, care se înșurubează în piulițele din platformă, ca urmare, aceasta capătă o mișcare rectilinie.

La acest tip de baie, extragerea pieselor cu extractor cu plăci, determină schimbarea cu 90º a direcției de evacuare a acestora față de cea de alimentare în baie.

Pentru deplasarea numai longitudinală a pieselor, extragerea se efectuează cu extractoare cu came.

Acționarea platformei băii poate fi și hidraulică cu unul sau doi cilindri, în funcție de greutatea piesei.

Figura nr.5.4. Bazin de călire cu radiator pentru răcire.

La mecanismele băilor de călire cu platforme rotitoare, figura nr. 5.6, extragerea piesei din cuptor se efectuează cu extractorul împingător, care așează piesa pe platforma băii, evacuând, în același timp piesa călită anterior. Apoi platformele sunt coborâte în baia de călire, rotite la 180º și ridicate în poziția inițială, ciclul reluându-se.

Acțiunea platformelor este exclusiv hidraulică. Deplasarea pe verticală a traversei cu platforme se efectuează cu cilindrul hidraulic prin intermediul unui cablu fixat la traversă.

Cadrul rotitor, pe care glisează traversa primește mișcarea tot de la un cilindru prin intermediul angrenajului cremalieră – roată dințată, realizând a doua mișcare a platformelor, de rotație.

Figura nr. 5.5. Bazin de răcire cu pompă de recirculare.

1 – bazin de călire; 2 – bazin tampon; 3 – filtru; 4 – pompă; 5 – turn de răcire;

6 – inel de deversare

Figura nr. 5.6. Baie de călire cu platformă imersibilă cu mișcare pe verticală.

1 – cuptor; 2 – bazin; 3 – traversa cu două platforme; 4 – mecanism de imersare și ridicare; 5 – mecanism de rotire a traversei.

Figura nr. 5.7. Bazin cu platformă imersibilă rotitoare.

1 – cuptor; 2 – bazin; 3 – traversa cu două platforme; 4 – mecanism de imersare și ridicare; 5 – mecanism de rotire a traversei.

Variantele descrise până în prezent au în principiu avantajul de a rezolva probleme punctuale ale operațiilor de tratament termic de călire, sunt eficiente din punct de vedere economic dar prezintă următoarele dezavantaje:

productivitate redusă datorită lipsei sistemelor de răcire a uleiului;

pericol de incendiu, datorită lipsei sistemului de golire rapidă și a sistemului de stingere cuCO2;

lucru îngreunat pentru că sistemul de răcire a pieselor este doar generat de imersare și circulație pe verticală la urcare și coborâre deci în consecință și -timpi mari de staționare a pieselor în cuptor;

productivitatea scăzută nu le permite să lucreze simultan cu mai multe cuptoare.

Cap.6.Stabilirea variantei constructive

Analizând reperul propus ca reprezentativ, procesul tehnologic pe care acesta îl suportă, precum și încercând să eliminăm din dezavantajele prezentate mai sus vom propune un bazin de ulei cu masă mecanizată pentru imersia șarjei, agitatoare pentru agitarea uleiului cu dublu scop: accelerarea răcirii pieselor imersate și răcirea uleiului în contact cu serpentina răcită cu apă în volum de 30 m3.

Având în vedere principiul care spune că pentru răcirea în ulei raportul volumelor ulei – piesă trebuie să fie de 8 ÷ 10 la mm.

6.1.Date de calcul

Piese de performanță:

dimensiuni: matrițe – 600x600x400

masă: maxim 2,5 tone

– temperatura maximă a piesei: – la începutul călirii – 860 ÷ 900ºC

– la sfârșitul călirii – 200 ÷ 100ºC

– temperatura fluidului de răcire (ulei): – la începutul călirii – 35ºC

– la sfârșitul călirii – 80ºC

– viteza de introducere a șarjei în bazin – 0,4 m/sec.

– frecvența de lucru: o șarjă la două ore

– durata călirii: până la o oră.

6.2.Parametri calculați

Calculul termic

Calculul volumului de fluid (ulei)

a) Căldura maximă cedată de șarjă:

,

G1 = masa șarjei maxime – 2,5 tone

t1 = 860ºC – temperatura la începutul călirii

t2 = 200ºC – temperatura la sfârșitul călirii

c1 = 0,17 – căldura specifică a șarjei la 860ºC

c2 = 0,11 – căldura specifică a șarjei la 200ºC

Qmax = 2,5³103 (0,17³860 – 0,11³200) = 2,5³103 (146,2 – 22) = 2,5³10³124,2 = = 3,1³10 Kcal/șarjă.

b) Volumul de ulei necesar pentru preluarea cantității maxime de căldură:

,

σu = 900 Kg/mþ – masa specifică a uleiului

Δt = 45ºC – supraîncălzirea admisibilă a uleiului

Cu= 0,45 Kcal/Kg³ ºC – căldura specifică a uleiului.

.

Pentru o rezervă de căldură de piese, știind că vom avea în lucru piese unicat și pentru că șarja maximă pe cuptoarele existente este de 2,5 tone și 2,1 tone luăm:

.

Piesele nu vor fi introduse direct pe bazin (sau cuptor) ci cu SDV – ul adecvat.

din ;

din ;

.

c) Volumul bazinului:

.

6.3.Date geometrice principale ale bazinului

– suprafața liberă – 3×2 = 7 m2

– înălțimea – 5180 mm

– înălțimea coloanei de ulei – 3500 mm

– dimensiuni de gabarit – 5035x2500x5180

6.4.Calculul de rezistență

P = (503,5 + 250)³2 = 1507 cm.

H = 150 cm – distanța între secțiunea de calcul și suprafața liberă a uleiului.

φ = 0,85 – coeficient de calitate a cusăturilor sudate.

σa = 1000 Kgf/cm2 – rezistența admisibilă a mantalei bazinului

γ = 0,9³10 Kgf/cm2 – masa specifică a uleiului.

c = 0,6 – coeficient care ține seama de efectul de coroziune

t = grosimea tablei bazinului.

[cm].

Se alege t = 8 mm.

6.5.Instalația de răcire a uleiului

Valorile limită ale temperaturii uleiului pentru schimbătorul de căldură (ulei – apă):

– intrare – 80ºC

– ieșire – 35ºC.

Valorile limită ale temperaturilor apei pentru schimbătorul de căldură:

– intrare – 35ºC

– ieșire – 44ºC.

Cantitatea de apă de răcire necesară:

.

Debitul orar de apă de răcire:

D = 25 m3/h.

Suprafața de schimb de căldură necesară:

[m2].

– Qh = 2,25³105 – cantitatea de căldură cedată orar

– K = 220 – coeficientul global de schimb de căldură, recomandat = 200 – – 250

– tmed = temperatura medie logaritmică.

,

.

.

Rezultă că serpentina de răcire trebuie să aibă suprafața desfășurată de 65 mp pentru asigurarea schimbului eficient de căldură și răcirea în parametri ai uleiului.

Pentru asigurarea unei răciri bune, prevedem în construcția bazinului agitatoare pentru vehicularea fluidului de răcire (uleiul), figura nr. 6.1.

6.6.Calculul agitatoarelor

Date impuse:

– cantitatea de lichid din bazin = 25 mþ;

– numărul de vehiculări pe oră i = 120.

Debitul agitatoarelor.

Alegerea agitatorului.

Pentru debitul de mai sus se vor alege 2 agitatoare cu debit de 1500 m3/h = 0,416 m3/s.

Pierderile de presiune H = 1 m.

Puterea unui agitător:

.

Turația specifică:

Răcirea pieselor:

Viteza de coborâre a platformei cu piese în bazinul de ulei:

v = 0,4 m/s.

Ciclul de funcționare a băii tc este compus din următorii timpi principali:

,

unde:

– – este timpul de coborâre a șarjei în bazin;

– ta – este timpul de alimentare a platformei bazinului cu piese în vederea călirii;

– te – este timpul de evacuare a pieselor călite de pe platforma bazinului;

– ts – timpul de stagnare a pieselor în uleiul de răcire pentru ca piesele să ajungă la temperatura prevăzută în procesul tehnologic;

– tpr – timpul pauză necesar răcirii uleiului între două șarje de călire;

;

– ;

– ;

– ;

– ;

;

.

6.7.Productivitatea bazinului de călire

,

unde: G = greutatea șarjei maxime.

6.8.Condiții de utilizare în exploatare

a) Criterii de fiabilitate:

– durata de viață a utilajului = 10 ani;

– revizii: R1 = 2Ý5 zile/an;

– reparații: R2 = 1Ý15 zile/an;

– reparații capitale: Rk= 40 zile/5 ani.

b) Timpul de stagnare pe durata de 5 ani:

.

c) Timpul utilizării utilajului:

.

d) Rata căderilor:

,

unde:

MTBF – media timpilor de bună funcționare.

e) Disponibilitatea bazinului:

,

unde:

MTR – media timpilor de reparații și întreținere.

.

.

f) Fiabilitatea bazinului:

,

unde:

t = 12800,

e = 2,718284,

.

R = 0,335

Cap.7.Medii de răcire

Răcirea diverselor piese care sunt supuse tratamentelor termice implică o varietate largă a parametrilor pentru mediile de răcire . Pentru aceasta se folosesc multe medii de răcire atât pentru călire cât și pentru alte tipuri de tratamente termice .Cele mai utilizate medii de răcire sunt:

– apa;

– soluții apoase de săruri;

– soluții apoase bazice;

– uleiuri;

– soluții apoase de polimeri;

– mediul de călire între ulei și apă;

– săruri topite;

– metale topite;

– gaze de călire;

– straturi fluidizate;

– matrițe de răcire;

– medii lichide combinate cu ultrasunete;

– ceața;

– medii criogenice de răcire;

7.1.Călirea în ceață

La călirea în ceața căldura este rapid extrasă din metal prin intermediul unui curent puternic de gaz care conține picături fine de apă. Capacitatea de răcire a ceții este datorată atât absorbției căldurii de catre gaz cât si căldurii de vaporizare a apei. Adăugarea picăturilor de apă într-un curent de aer poate mări capacitatea sa de răcire de circa 4,5 ori.Procedeul are un efect mai pronunțat în intervalele de temperaturi mai scăzute.

Deși mai puțin severă decât călirea în lichide, ceața este mai puternică decât gazul curat, la aceeași viteză. Procedeul se utilizează și la piesele care prezintă pericol de deformare sau o dimensiune mult mai mare decât celelalte două (sârme și bare), motiv pentru care se folosește căldura de sfârșit de laminare.

Relativ recent apărut este și procedeul de atomizare a apei cu ajutorul aerului comprimat.

Avantajele procedeului de atomizare a apei sunt următoarele:

– înlătură fenomenul de calefacție prezent la răcire în apă;

– calitatea picăturilor, finețea și densitatea lor pot prezenta un mediu de răcire mai bun decât apa (aceasta explicându-se printr-o suprafață de captare a radiației mai mare decât dacă s-ar folosi ca mediu de răcire apa);

– printr-o judicioasă amplasare a pulverizatoarelor se poate obține o răcire uniformă a materialului;

– procedeul este mai ieftin, având un consum de apă redus.

Principiile ajutajului KORTING, care stă la baza multor pulverizatoare moderne prin presiune,a fost folosit la proiectarea unei duze de pulverizare. Apa se introduce sub presiune (1,6…6atm) tangențial. Pe pereții camerei sunt executate mai multe canale elicoidale. Apa intră cu viteza ridicată în camera de turbionare și se deplasează pe o spirală cu raza din ce în ce mai mică spre orificiul de pulverizare.

Făcând abstracție de pierderile de presiune, produsul între viteza și raza drumului rămâne constant, iar apa se va scurge la intrarea în orificiul de pulverizare cu o viteză foarte mare. Apa nu umple complet acest spațiu, ci curge mai mult în strat subțire de-a lungul peretelui acestui orificiu, astfel că la părăsirea suprafeței și datorită aerului care curge central părăsește duza sub forma unor picături foarte fine. Dimensiunile picăturii pot fi reglate în funcție de presiunea de comandă a aerului și apei.

Finețea pulverizării este cu atât mai mare cu cât viteza relativă a apei față de aer este mai mare, iar ruperea pânzei se face cât mai departe de orificiul de pulverizare.

Diametrul maxim al picăturii poate fi apreciat cu ajutorul relatiei:

d=KD×Wapa/Waer

unde:

Wapa,Waer reprezintă viteza,[m/s;]

K – coeficient dimensional;

D – diametrul găurii de introducere a apei,[m]

Picăturile considerate neuniforme în jet se pot aprecia cu o relație empirică a diametrului mediului :

unde:

Q1 – este volumul apei,m3;

Q2 – volumul de aer,m3;

Vrel – viteza relativă a aerului față de apă, m/s;

ή-vâscozitatea apei, P;

ρ-densitatea apei,gr/cm3;

δ-tensiunea superficială a apei, erg/cm2

La o primă aproximare se poate observa că diametrul mediu al picăturii este de ordinul 10-3.

Cunoscându-se teoretic că într-o zonă unitară schimbul mediu de căldură depinde de cantitatea de apă care trece peste acea zonă, se poate constantă că peste o valoare a debitului de apă pulverizată efectul răcirii este minim, deci shimbul de căldură este îngreunat, ajungându-se la fenomenul de saturație termică.

Amplasarea pulverizatoarelor pe o sinusoidă în jurul tunului de răcire a permis că, la o creștere apreciabilă a debitului de apă, schimbul de căldură a unui modul de răcire să crească brusc.

7.2.Călirea în câmp ultrasonor

Aplicarea unui câmp ultrasonor cu energii mai mari de 0,1W/cm2 la călirea oțelurilor determină intensificarea transformării austenitei în martensita, precum și o finisare accentuată a structurii cu efecte pozitive directe asupra propietăților.

Cauza modificărilor structurale trebuie cautată în faptul că ultrasunetele constituie un catalizator al transformărilor structurale, influiențând direct viteza de germinare și creștere a cristalelor, precum și în faptul că ultasunetele modifică capacitatea de răcire a mediilor, reducând la minimum perioada de calefacție prin eliminarea peliculei de vapori la suprafața pieselor.

Studiile efectuate au determinat influența undelor ultrasonore suprapuse peste călirea unui oțel aliat cu Cr din categoria celor de rulmenți, oțel puternic solicitat mecanic în exploatare.

S-a studiat oțelul RUL1 (0.98%C; 0,35%Mn; 0,3%Si; 1,6%Cr; 0.018%S; 0,025%P) din care s-au confecționat epruvete de reziliență epruvete pentru studiul dilatometric diferențial și epruvete metalografice pe care s-a măsurat duritatea și s-au efectuat cercetări difractografice fazice.

Epruvetele au fost supuse la trei variante de tratamente termice: A – (clasic)-călire de la 800°C în ulei și revenire la 210°C/1h; B – călire în ulei ultrasonat cu P = 50W, f = 22khz și revenire la 210°C/1h; C – călire în ulei ultrasonat cu P = 100W, f = 22khz și revenire la 210°C/1h.

Instalația de ultrasunete posedă un transductor cu magnetostricțiune în contact cu baia de răcire. Rezultatele propietăților mecanice duritatea și reziliența sunt date în tabelul 6. Se constată că prin ultrasonarea mediului de răcire ,duritata crește atât dupa călire, cu 103-104%, cât și după revenire cu 107 – 109%.

De reținut este că revenirea după călirea în ulei ultrasonat nu determină scăderi însemnate ale durității, ca în cazul călirii în ulei. Creșterile substanțiale de duritate după revenire, de la 58,9 HRC la 63,5 HRC arată la prima vedere, eficacitatea ultrasonării comparativ cu tratamentul clascic.

Tabelul 7

Valorile durității și rezilienței oțelului RUL1 după tratamentele termice aplicate

VARIANTA de DURITAREA HRC KCO,daj/cm2,

Trat.term călire revenire revenire

A 61,3 58,9 1,01

B – 50 63,1 62,7 1,60

C – 100 63,7 63,5 1,69

Aceste creșteri de duritate trebuie puse pe seama aportului cantitativ de martensită, finisarea structurii și cresterea densității.

Se constată că fragilitatea oțelurilor, prin aplicarea câmpului ultrasonor, nu crește ci scade ușor, reziliența înregistrând creșteri ușoare de la 1,01daj/cm2 la 1,69 daj/cm2 adică cu 158 până la 167%.

Cap.8. Analiza economică

A analiza din punct de vedere economic bazinul singur, ca un obiect, ar reprezenta o greșeală, deoarece, bazinul ca atare nu produce profit decât dacă luăm în considerație avantajele sale constructive în comparație cu alte tipuri și anume:

– creșterea de productivitate – în cazul de față avem o productivitate de 2,5 t/h, ceea ce față de bazine similare, incluse în circuite tehnologice asemănătoare rezolvă o creștere de productivitate de 20%. Aceasta a fost posibilă datorită: introducerii dublei răciri a uleiului (agitare și serpentine) și posibilitatea accelerării răcirii piesei (agitatoare și posibilitatea agitării cu platforma bazinului);

– scăderea riscului de distrugere sau avariere prin incendiu, prin: racordarea la gospodăria de ulei prin sistemul de golire rapidă și prevederea sistemului de stingere cu CO2 a incendiilor.

În ce privește eficiența economică generată de participarea efectivă în circuitul tehnologic a bazinului de călire, putem sesiza următoarele aspecte:

– productivitate = 2,5 t/h;

Timpul real de funcționare anual:

[h],

unde:

Tzc = numărul de zile calenderistice din an = 365 zile;

Tse = numărul de sărbători legale din an, când activitatea se întrerupe complet, în cazul de față = 10;

Trep = timpul de reparații, perioadă în care bazinul nu funcționează, aici 7% în cinci ani = 5 zile;

Ta = timpul de avarii neprevăzute, statistic = 2% = 1 zi;

n = numărul de schimburi în care se lucrează = 3.

îhș,

[h],

h.

– producția anuală:

,

Q = 2,5 t/h – productivitate rară,

n = 8352 h – numărul de ore de funcționare

– costurile pentru un atelier de tratament termic pentru o astfel de productivitate este estimativ = 1.000.000 USD;

– costurile producției anuale = 62.400.000 USD;

– preț vânzare produs tratat termic anual = 629.000 USD;

– profit anual = 500.000 USD;

– recuperarea investiției = 2 ani.

Cap.9.Norme de prevenirea și stingerea incendiilor

Fiind un mediu ușor inflamabil pe de o parte, pe de alta procesul tehnologic în care este integrat bazinul impune lucrul cu metale la temperaturi ridicate, 800 – 950ºC sunt necesare măsuri severe pentru prevenirea incendiilor, dar și stingerea acestora în cazul apariției și anume:

– instruirea personalului care lucrează în atelier pentru folosirea dotării de stingere a incendiilor și a modului de lucru pentru a preveni incendiile;

– dotarea atelierului în care este amplasat bazinul de călire în ulei cu mijloace standard de stingere a incendiilor – instinctoare;

– prevederea unor instalații de golire rapidă a uleiului, astfel ca în momentul opoziției flăcării în bazin, uleiul să poată fi evacuat rapid la gospodăria de ulei din afara incintei atelierului, unde acesta se destinde și pierde imediat temperatura.

Exemplu în figura de mai jos:

Figura nr. 9.1

– prevederea cu instalații de stingere cu CO2 a incendiului, care acționează la suprafața liberă a fluidului.

Calculul instalației de stingere a incendiului cu CO2.

Calculul necesarului de CO2:

Suprafața liberă a bazinului:

S = 3,5×2 = 7 m2.

Se adoptă q = 7 – 12 kg/m2.

Necesarul de CO2 conform suprafeței libere:

.

Dimensionarea conductei.

Viteza recomandată este: v = 8 m/s.

Timpul de descărcare a buteliilor (cele 84 kg): t = 30 s.

Cap.10.Norme de protecție a muncii

Utilajul prezentat în proiect este menit să lucreze în ateliere de tratament termic.

Deservirea și supravegherea instalațiilor și utilajelor de tratament termic, se vor face numai de muncitorii care au fost special instruiți.

Pardoseala atelierului de tratament termic va fi special construită pentru a preveni accidente ce pot fi generate de pete de ulei sau depuneri de vapori de ulei.

Pentru evitarea spumării uleiului se va face în laborator, periodic sau de câte ori este nevoie, analiza conținutului de apă în ulei; bazinele de ulei vor fi prevăzute cu posibilitatea de evacuare a apei de impurificare acumulate.

Băile de ulei vor fi prevăzute cu sisteme de prevenire a deversărilor (preaplin).

Pentru evitarea formării unor cantități excesive de vapori și pentru evitarea aprinderii, temperatura maximă a uleiului în bazin va fi, în timpul răcirii șarjei, cu minimum 100ºC sub punctul de inflamabilitate a uleiului folosit.

În același scop, bazinele vor fi prevăzute cu dispozitive pentru reglarea temperaturii și cu aparataj de semnalizare acustică și optică a atingerii temperaturii maxime de lucru.

Piesele se vor scurge de ulei deasupra bazinului sau în cutii speciale.

Bazinele pentru răcire în ulei vor fi prevăzute cu mijloace de stingere a incendiilor, în conformitate cu instrucțiunile de prevenire a incendiilor în ramurile de producție ale industriei constructoare de mașini.

Pentru captarea vaporilor formați în timpul lucrului, atât bazinele de răcire în ulei și în apă, cât și cele de spălare vor fi prevăzute cu ventilație mecanică pentru absorbție.

Periodic vor fi verificate serpentinele de răcire cu apă a uleiului în vederea depistării eventualelor fisuri, pentru a evita scurgerile de apă în ulei.

Bazinele de ulei vor fi legate la gospodăria de ulei prin sisteme de golire rapidă care vor fi acționate în caz de incendiu.

Pentru stingerea incendiilor, bazinele vor fi prevăzute cu sistem de stingere cu CO2.

Prin specificul producției, atelierele de tratament termic prezintă un grad ridicat de pericol, ceea ce determină impunerae unei serii de norme care trebuiesc respectate cu strictețe.

La proiectarea, executarea, ampalsarea utilajelor și atelierelor de tratamente termice se vor respecta prevederile Normelor generale de protecția muncii.

La atelierele de tratament termic, căile de acces trebuie să fie marcate vizibil cu linii de culoare deschisă, executate din materiale nealunecoase și termorezistente.

Pardoselile, gropile utilajelor și canalele instalațiilor vor fi prevăzute cu evacuare la canalizare respectând prevederile Normelor generale de protecția muncii privind proiectarea, amplasarea și executarea construcțiilor și încăperilor de lucru.

Gropile tehnologice în care vor fi ampasate bazine, cuptoare verticale sau băi de săruri se vor acoperi cu gretare în jurul utilajului.

Gropile tehnologice în care se pot aduna gaze explozive sau toxice se vor prevedea cu sisteme de ventilație locală.

Se interzice amplasarea conductelor care transportă fluide inflamabile sau toxice în subsolul atelierelor de tratamente termice.

Laboratoarele aferente atelierelor de tratamente termice vor fi amenajate în încăperi separate.

Băile de săruri, în compoziția cărora intră cianuri, se vor instala în încăperi separate de restul atelierului. Aceste încăperi vor fi prevăzute cu pardoseală din gresie antiacidă, iar pereți acoperiți cu faianța până la înălțimea de 2 m, prevăzându-se ventilația (absorbție locală și generală).

În secțiile în care sunt amplasate utilaje care produc sau folosesc atmosfere controlate cu componente combustibile se prevăd instalații fixe sau mobile cu detectare și semnalizare a scăpărilor de gaze și vapori combustibili și aparate de gaz – analiză echipate cu avertizoare acustice si optice omologate.

Atelierele de tratamente termice trebuie să fie prevăzute cu instalații de semnalizare a incendiilor în conformitate cu prevederile normativului I8 și normativelor de dotare PSI.

Atelierele de tratamente termice și termochimice, precum și utilajele aferente vor fi prevăzute cu instalații de ventilare și exhaustare locală sau generală după caz.

Toate proiectele de utilaje vor fi însoțite de instrucțiuni de protecția muncii referitoare la montaj și exploatare precum și lista de propuneri pentru echipament de protecție și de lucru cu care trebuie să fie dotat personalul de deservire.

La amplasarea utilajelor în hală se va ține cont de cotele de gabarit ale utilajelor și se vor respecta distanțele minime tehnologice care sunt:

între cuptoare – 0,8 m;

între cuptor și peretele clădirii – 1,0 m;

Amplasarea utilajelor tehnologice se va face astfel încât:

să nu se blocheze ușile și căile de acces și circulația din atelier sau accesul mijloacelor de prevenire și stingere a incendiilor;

să se asigure căi de acces și trecere pentru mijloacele de transport în hale și încăperi de lucru;

să se asigure spațiul minim de 0,8 m față de căile de acces și circulație;

să fie posibile montarea, demontarea lor pentru reparații și întreținere .

Tablourile de comandă și automatizare (când nu sunt montate pe utilaj) se vor amplasa lângă utilajele pe care le deservesc, la loc vizibil și ușor accesibil, dar în afara zonei de influiența termică; se protejează cu balustrade sau parapeți de protecție dacă tehnologic circulă mijloace de transport pe lângă ele.

Înălțimea de lucru la utilajele de tratament termic va fi de 0,75 0,80 m. În cazuri justificate tehnologic sau constructiv, se admit înălțimi de lucru mai mari sau mai mici, cu luarea unor măsuri speciale de protecție. În situația în care înălțimea de lucru este diferită de cea normală, locurile de muncă vor fi marcate prin tăblii avertizoare, și se va face un instructaj special a personalului de deservire.

– Utilajele cu atmosferă controlată combustibilă se prevăd:

a) aparate de închidere-deschidere automată și robinet manual pe conducta de alimentare cu atmosferă controlată combustibilă care se va deschide condiționat;

b) aparate de măsurare a debitului și presiunii atmosferei controlate combustibile;

c) aparate de măsurare a debitului și presiunii atmosferei controlate necombustibile;

d) elemente de închidere – deschidere automată (electroventil, etc.) și robinet manual de ocolire a acestuia, montat pe conducta de alimentare cu atmosferă necombustibilă;

e) robinet de izolare pe conducta de admisie a atmosferei controlate combustibile, indiferent de numărul racordurilor de pe utilaj;

f) semnalizarea optică și acustică la scăderea presiunii atmosferei controlate combustibile și a atmosferei incombustibile sub valoarea prescrisă;

g) arzător pilot, amplasat la locul de evacuare și de ardere a atmosferei controlate combustibile;

h) perdea de flacără prin care poate pătrunde aerul în interiorul cuptorului;

i) hotă de aspiratie amplasată în zonele unde se evacuează gazele provenite prin atmosferei și de la perdeaua de flacără;

j) vas tampon pentru stocarea gazului necombustibil pentru purjare, cu un volum corespunzător care să asigure debitul și presiunea necesară în condiții de lipsă energie electrică, lipsă energie pentru încălzire, defectarea instalației de producere a gazului de combustie, etc.

– La cuptoarele cu configurația geometrică simplă la care se poate realiza umplerea incintei cu gaze arse, rezultate din arderea atmosferei combustibile precum și evacuare atmosferei prin ardere, fără pericol de explozie, nu este obligatorie echiparea instalației cu atmosferă incombustibilă.

– Cuptoarele cu atmosferă controlată cu bazin de ulei integrat trebuie să aibă în plus un dispozitiv de siguranță la explozie (clapetă), echipat cu arzător pilot, montat pe camera rece.

– Bazinele integrate vor fi astfel proiectate și realizate astfel încât după scoaterea șarjei, temperatura uleiului din baie să fie în mod obligatoriu cu minimum 100C sub punctul de inflamabilitate a uleiului utilizat.

– Băile de călire în ulei cu peste 2 m3 de ulei se prevăd cu instalații de golire rapidă în caz de incendiu.

– În situația sub aceeași cuvă se montează mai multe utilaje, sub cota pardoselii, se iau măsuri pentru izolarea băii de călire în ulei de restul utilajelor.

– În jurul bazinului de călire integrat se creează spații speciale, astfel ca, în caz de deversare a uleiului, acesta să fie colectat și ulterior îndepărtat.

– Băile de călire în ulei, se prevăd cu sisteme de preluare a deversărilor (preaplin).

– Băile de călire în ulei se prevăd cu sisteme mecanice de agitare în vederea uniformizării temperaturii uleiului și spargerii păturii de vapori.

– Băile de călire vor fi prevăzute cu sisteme de măsurare a temperaturii uleiului, iar pentru volume de peste 2m3 de ulei, acestea vor fi completate cu sisteme de înregistrare a temparaturii uleiului din bazin în funcție de timp.

– Băile de călire se dotează cu un sistem care să permită urmărirea duratei de călire și semnalizarea temperaturii acestei durate, montat la loc vizibil în apropierea utilajului de călire în ulei.

– În proiect se va stabili și evidenția caracteristicile principale care condiționează funcționarea în siguranță a băii de călire în vederea afișării lor de către beneficiar la locul de montaj.

– Băile de ulei se prevăd cu sisteme de evacuare a apei acumulate la partea inferioară a bazinului printr-o conductă de scurgere liberă sau printr-o conductă și pompă de evacuare.

– Toate băile de călire în medii topite (săruri) vor fi prevăzute cu instalații mecanice corespunzătoare pentru absorbția gazelor degajate.

– Liniile continue cu atmosferă controlată cu uși de închidere cu sau fără camere reci vor fi prevăzute în plus cu:

– sisteme de introducere a atmosferei controlate numai după încălzirea cuptorului la temperatura de regim și purjarea cu gaz incombustibil inclusiv a spațiilor reci și moarte;

– sistem de purjaren a incintei cu atmosferă incombustibilă la pornirea și oprirea liniei.

– Liniile și cuptoarele continue fără uși de închidere vor fi prevăzute cu:

– perdele cu flacără de ardere continuă care să acopere toată suprafața de ieșire a atmosferei controlate;

– arzătoare pilot la locul de evacuare a atmosferei controlate combustibile;

– ștuțuri de alimentare cu atmosferă controlată combustibilă a incintei;

– sistem de schimbare a atmosferei controlate combustibile cu aer prin arderea acesteia când temperatura incintei este mai mare de 750C;

– sistem de alimentare cu atmosferă controlată pentru obținerea unei temperaturi în incintă în zona perdelei de flacări.

– Liniile și cuptoarele continue fără uși de închidere și bazin de ulei vor fi prevăzute cu sisteme de etanșare în zona de cădere a pieselor în ulei.

– Cuptoarele cu vid și atmosferă de lucru cu hidrogen vor fi prevăzute cu:

– incinte de etanșare la care rata de scurgere trebuie să fie mai mică de 5×10-5 torr litru / s;

– rezervor de gaz protecție (argon sau azot) pentru purjarea incintei în caz de accidente. Rezerva minimă de gaz de protecție va fi minim 5 volume de incintă și va fi specificată în proiectul de utilaj;

– dispozitiv de închidere care să înlăture posibilitatea pătrunderii aerului în incinta cu hidrogen în timpul inundării cu hidrogen în timpul lucrului la presiuni mai mici decât presiunea atmosferică;

– element de închidere – deschidere pe conducta de admisie a hidrogenului, respectiv a aerului, în vederea schimbării atmosferei, a cărei deschidere este condiționată de existența, în cuptor a unei presiuni de maximum 100 Pa (1 mbar). Se exceptează de la această prevedere cuptoarele la care schimbarea atmosferei se face prin purjarea incintei cu un gaz inert (argon sau azot).

– Tablourile de comandă ale cuptoarelor de tratamente termice cu atmosferă controlată vor fi prevăzute cu semnalizare acustică și optică pentru semnalarea oricărei defecțiuni.

– Cuptoarele electrice la care în timpul deservirii exista pericolul atingerii unor elemente aflate sub tensiune din camera de lucru, vor fi prevăzute cu dispozitive pentru întreruperea alimentării cu curent electric a cuptorului în momentul dechiderii ușii.

– Părțile metalice ale cuptoarelor electrice vor fi legate la pământ.

– Protecția împotriva electrocutării a cuptoarelor de tratamente termice și termochimice se face conform prevederilor standardelor în vigoare.

– Pentru captarea vaporilor formați în timpul lucrului, bazinele de răcire în ulei sau apă, precum și cel de spălare vor fi prevăzute cu ventilație mecanică pentru absorbție.

– Cuptoarele pentru tratament termic cu combustibil lichid sau gazos vor fi dotate cu dispozitive automate de siguranță care să împiedice întreruperile accidentale ale circuitelor de combustibil sau aer de combustie.

– Instalațiile care folosesc amestecuri gaz-aer, trebuie să fie prevăzute cu dispozitive de siguranță contra întoarcerii flăcării.

– Tubulatura aeriană pentru evacuarea gazelor arse va fi confecționată din metal sau materiale termoizolante incombustibile iar pe porițunile de lângă cuptor trecerea prin acoperișul halei va fi izolată.

– Amplasarea tubulaturii aeriene pentru evacuarea gazelor arse trebuie astfel făcută încât să se asigure accesul ușor pentru curățirea și întreținerea lor.

– Cuptoarele fără conducte de evacuarea gazelor arse, deasupra ușilor vor fi prevăzute hote de aspirație care vor dirija gazele în exteriorul halei.

– Podurile rulante care deservesc bazinele de răcire în ulei trebuie prevăzute cu sistem manual de deblocare a sarcinii în cazul blocării sistemului automat de acționare.

Bibliografie

Marin Trușculescu – " Studiul metalelor " Editura Didactică si Pedagogică, București 1977

N. Popescu, C. Vintilă – " Tehnologia tratamentelor termice " Editura Tehnică, București 1974

T. Dulămiță ș.a. – " Tehnologia tratamentelor termice " Editura Didactică si Pedagogică, București 1982

T. Dulămiță, E. Florian – " Tehnologia tratamentelor termice și termochimice " Editura Didactică si Pedagogică, București 1982

T. Dulămiță, I Gherghescu – " Oțeluri de scule, proprietăți, tratamente termice, utilizări " Editura Tehnică, București 1990

Iulian Oprescu – " Utilajul și proiectarea sectoarelor metalurgice " Editura Didactică si Pedagogică, București 1968

I. Oprescu și alți – " Utilaje metalurgice " Editura Didactică si Pedagogică, București 1977

N. Popescu, C. Vitănescu – " Tehnologia tratamentelor termice " Editura Tehnică, București 1974

D. Comșa – " Instalații electrochimice industriale " Editura Tehnică, București 1986

I. Cartiș – " Tratamente termice – tehnologie și utilaje " Editura Facla,1982