PROIECT TRATAMENTE TERMICE

Universitatea Tehnică „ Ghe. Asachi” IasiFacultatea de „Ştiinţa şi Ingineria Materialelor”

Profesor coordonator:

sef lucrari Perju Manuela

Student:BULUC GHEORGHE

Grupa 9303

Tema proiectului:

Să se proiecteze tehnologia de tratament termic primar şi final pentru

produsul „Arbore ” , executat din oţel marca 40Cr10, Stas 791 – 82, şi să se

determine numărul de utilaje de bază necesare pentru realizarea unei producţii de

200.000 bucăţi / an.

Cuprins:

Capitolul 1 - Studiul produsului din punct de vedere funcţional şi al proprietăţilor

necesare

Capitolul 2 - Caracteristicile oţelului OLC 60

Capitolul 3 - Studiul tehnologiei de prelucrare a materialului

3.1. Calculul temperaturii punctelor critice

3.2. Determinarea călibilităţii prin metoda Jominy

3.3. Calculul ariei şi volumului semifabricatului şi a piesei finite

3.4. Determinarea diametrelor critice de călire ideal şi real

Capitolul 4 - Calculul parametrilor termofizici ai materialului

4.1. Calculul temperaturilor medii pe intervale la răcire şi încălzire

4.2. Calculul parametrilor termofizici ai materialului

4.2.1. Căldura specifică (ci) 4.2.2. Conductivitatea termică (λi) 4.2.3. Masa specifică (ρi) 4.2.4. Difuzivitatea termică (ai) 4.2.5. Masa semifabricatului 4.2.6. Masa piesei finiteCapitolul 5 - Calculul tratamentului termic primar al semifabricatului

5.1. Alegerea variantei de tratament termic primar

5.2. Alegerea utilajului de încălzire

5.3. Recoacerea de normalizare

5.3.1. Determinarea temperaturii de normalizare 5.3.2. Determinarea temperaturii cuptorului

1

5.3.3. Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiaţie 5.3.4. Calculul criteriului Biot şi a timpilor de încălzire şi menţinere 5.3.5. Calculul curbei de răcire 5.3.6. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului producţiei date5.4. Recoacerea subcritică

5.4.1. Determinarea temperaturii de tratament termic şi a temperaturii cuptorului 5.4.2. Calculul curbei de încălzire şi al coeficientului global de încălzire 5.4.3. Calculul curbei de răcire 5.4.4. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului producţiei dateCapitolul 6 - Calculul tratamentului termic final

6.1. Călire martensitică

6.1.1. Caracteristicile cuptorului cu atmosferă controlată 6.1.2. Calculul curbei de încălzire 6.1.3. Calculul curbei de răcire 6.1.4. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului producţiei date6.2. Revenire înaltă

6.2.1. Determinarea temperaturii de tratament termic 6.2.2. Determinarea temperaturii cuptorului şi alegerea utilajului de încălzire 6.2.3. Calculul curbei de încălzire 6.2.4. Calculul timpului de menţinere 6.2.5. Calculul curbei de răcire 6.2.6. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului producţiei date

Capitolul 1

2

Memoriu justificativ de calcul

Studiul produsului din punct de vedere funcţional

şi al proprietăţilor necesare

Materialul din care se execută reperul „Arbore ”, se alege funcţie de tipurile

şi valorile solicitărilor la care este supus în timpul exploatării şi de asemenea în

funcţie de modul în care se realizează practic piesa (tipul de prelucrare mecanică şi

tipul de tratament temic).

Reperul „Arbore ” este utilizat pentru transmiterea unei mişcări de rotaţie în

angrenajul unui reductor, iar în timpul funcţionării este supus la următoarele

solicitări de bază:

- solicitări dinamice: oboseală prin încovoiere, şocuri mecanice;

- solicitări statice : încovoiere, torsiune;

- solicitări de frecare între suprafeţele de contact : presiune de contact ciclică

pe pereţi canal – pană, uzură la fusuri, solicitări de strivire filet;

- acţiunea chimică a lubrefiantului.

Materialul din care se realizează reperul prezintă caracteristici de rezistenţă

corespunzătoare pentru a rezista la solicitările impuse în timpul funcţionării.

Caracteristicile materialului depind de compoziţia chimică ( % C, %

elemente de aliere); de microstructură şi sunt determinate la rândul lor de

tratamentele termice aplicate.

Materialul, pe lângă caracteristicile mecanice, trebuie să prezinte

caracteristici tehnologice: călibilitate, prelucrabilitate prin aşchiere, sudabilitate,

etc.

3

Pentru obţinerea calităţilor necesare în exploatare se realizează un tratament

termic de călire + revenire înaltă, iar pentru îmbunătăţire prelucrabilitate prin

aşchiere, un tratament termic primar.

Capitolul 2

Caracteristicile oţelului OLC 60

2.1. Compoziţia chimică

CalitateaCompoziţia chimică, %

C Mn Si P S

-0,36

....

0,44

0,50

...

0,80

0,17

...

0,37

Max. 0,035Max. 0,035

S 0,02...0,04

-Max. 0,025

Max. 0,025

XS 0,02...0,04

OBSERVAŢII:

1. Elem. reziduale admise: max. 0,30 % Cr, max. 0,30 % Ni, max. 0,30 % Cu;

max. 0,05 % As;

2. X – Oţel elaborat superior; S – Oţel cu conţinut controlat de sulf.

VALORI ADOPTATE:

Compoziţie chimică, %

C Mn Si P S Cr Ni Cu As

0,40 0,60 0,27 0,035 0,035 1 - - -

4

2.2. Caracteristici mecanice

Tratamenttermic

Diametrul piesei[mm]

Rm

[N/mm2]Rp 0,2

[N/mm2]A5

[ %]KCU300/2

[J/cm2]

Normalizaremax.40 min.700 400 13 -

40 – 100 min.670 380 12 -100 – 250 min.650 360 11 -

Călire martensiticăvolumică +

Revenire înaltă

max 16 830 – 980 570 11 -16 – 40 780 – 930 490 13 -40 – 100 740 – 880 450 14 -100 – 250 min. 690 390 15 -

Pentru reperul studiat, de diametru max. 50 mm, caracteristicile mecanice ale

piesei sunt:

Tratamenttermic

Diametrul piesei[mm]

Rm

[N/mm2]Rp 0,2

[N/mm2]A5

[ %]KCU300/2

[J/cm2]Călire martensitică

volumică +Revenire înaltă

40 780 – 980 560 13 80

Capitolul 3

Studiul tehnologiei de prelucrare a materialului

Se va utiliza oţel sub forma de bară laminată cu = 40 + 10 = 50 mm.

Debitarea acestuia se va realiza la L = 410 + 10 = 420 mm la fierăstrău

circular.

Tratamentul termic primar aplicat are ca efect înlăturarea defectelor

prelucrărilor anterioare ( laminare) şi îmbunătăţirea prelucrabilităţii prin aşchiere.

Prelucrările mecanice prin aşchiere aplicată pe strung sunt de degroşare şi de

finisare.

Prelucrările mecanice pe maşina de frezat sunt necesare pentru obţinerea

canalului de pană.

5

Mai este realizată şi operaţia de filetare.

Tratamentul termic final este aplicat pentru obţinerea caracteristicilor

necesare în exploatare.

Operaţiile finale sunt cele de prelucrare mecanică tip rectificare, finisare,

conuire şi CTC.

3.1. Calculul temperaturii punctelor critice

Se realizează cu relaţiile:

AC1 = 722 – 14 (%Mn) + 22 (%Si) + 23 (%Cr) – 14 (%Ni)

AC3 = 855 – 180 (%C) – 14 (%Mn) + 45 (%Si) + 2 (%Cr) – 18 (%Ni)

MS = 539 – 423 (%C) – 30,4 (%Mn) – 17,7 (%Ni) – 12,1 (%Cr) – 7,5 (%Mo)

Obţinem:

AC1 = 722 – 14 · 0,60 + 22 · 0,27 + 23 · 1 – 14 · 0

= 722 – 8,4 + 23 + 5,94 – 0 AC1 = 742,54 ° C

AC3 = 855 – 180 · 0,40 – 14 · 0,60 + 45 · 0,27 + 2 · 1 – 18 · 0

= 855 – 72 – 8,4 + 12,15 + 2 – 0 AC3 = 760,45 ° C

MS = 539 – 423 · 0,40 – 30,4 · 0,60 – 17,7 · 0 – 12,1 · 1 – 7,5 · 0

= 539 – 169,2 – 12,1 – 18,24 – 0 MS = 339,46 ° C

3.2. Determinarea călibilităţii prin metoda Jominy

Pentru utilizarea metodei Jominy se folosesc epruvete standardizate de tipul:

6

Metoda constă în încălzirea epruvetei până la

temperatura de călire a mărcii de oţel folosit, după care se face răcirea bruscă a

capătului epruvetei în condiţii stabilite:

- jetul de apă trebuie să ude numai suprafaţa frontală a epruvetei, fără a uda

pereţii laterali;

- debitul apei trebuie să fie constant;

La capătul răcit brusc cu apă se obţine o structură corespunzătoare operaţiei

de călire (95% martensită), iar de-a lungul generatoarei duritatea variază

descrescător începând de la capătul răcit cu apă, până ajunge la duritatea

corespunzătoare structurii ferito-perlitice de echilibru a materialului.

Calculul se realizează în funcţie de distanţa de la capătul răcit lc folosind

relaţiile:

- pentru lc ≤ 6 mm (95% martensită)

[ HRC]

[ HRC]

- pentru lc > 6 mm:

7

30

25

9

100

K –

punctajul grăuntelui austenitic, cu valori cuprinse între 5...8;

Vom adopta K = 5.

- pentru lc = 8 mm:

- pentru lc = 10 mm:







8


lc ≤ 6 8 10 12 15 20 25 30 40 5062,2 48,64 46,32 44,28 41,77 38,53 36,05 34,08 31,14 29

3.3. Calculul ariei şi volumului semifabricatului şi a piesei finite

z3.3.1. Calculul ariei şi volumului semifabricatului

73,5

9

Fig. 1. Banda de călibilitate a oţelului OLC 60

183

Semifabricatul folosit va avea forma prezentată în figura de mai jos.

Fig.2. Dimensiunile semifabricatului

Calculul ariei:

Atotală = Al + 2 · Ab

Al = 2πRh = 2 · 3,14 · 67 · 420 = 176719,2 mm2

Ab = π R2 = 3,14 · 672 = 14095,2 mm2

Atotală = 176719,2 + 2 · 14095,2 = 204910,12 mm2 = 0,204 m2

Calculul volumului: V = π R2 h = 3,14 · 672 · 420 = 5920093,2 mm3 = 0,00592 m3

3.3.2. Calculul ariei şi volumului piesei finite

Împărţind piesa în corpuri geometrice simple, obţinem 8 cilindri care

compun piesa şi înca 1 cilindru care reprezintă orificiul interior al piesei.

Calculul suprafeţei piesei:

Atotală = Al1 + Al2 + Al3 + Al4 + A15 + A16+ Al7 + Al8 + AC1 + AC2 – AC1 + AC3 – AC2 +

AC3 –AC4 + AC4 –AC5 + AC6 – AC5 + AC6 – AC7 + AC7 – AC8

Atotală = Al1 + Al2 + Al3 + Al4 + A15 + A16+ Al7 + Al8 +2AC3 + 2AC6 –2AC5 – AC8

1. Al1 = 2πRh = 2 · 3,14 · 40 · 81,25

= 20410 mm2

AC1 = πR2 = 3,14 · 402 = 5024 mm2

2. Al2 = 2πRh = 2 · 3,14 · 44,43 · 182,75

10

420

= 50990,9 mm2

AC2 = πR2 = 3,14 · 44,432 = 6190,07mm2

3. Al3 = 2πRh = 2 · 3,14 · 57 · 20

= 7159,2 mm2

AC3 = πR2 = 3,14 · 572 = 10201,86mm2

4. Al4 = 2πRh = 2 · 3,14 · 40 · 46

= 11555,2 mm2

AC4 = πR2 = 3,14 · 402 = 5024mm2

5. Al5 = 2πRh = 2 · 3,14∙2∙37

=464,72 mm2

AC5 = πR2 = 3,14 · 372 = 4298,6mm2

6. Al6 = 2πRh = 2 · 3,14∙40∙24

=6028,8 mm2

AC6 = πR2 = 3,14 · 402 = 5024mm2

7. Al7 = 2πRh = 2 · 3,14∙22∙35

=4835,6 mm2

AC7 = πR2 = 3,14 · 352 = 3846,5mm2

8. Al8 = 2πRh = 2 · 3,14∙32∙30

=6028,8 mm2

AC4 = πR2 = 3,14 · 302 = 2826mm2

Atotală = 107473,2 + 42734,9 = 150208,1 mm2 = 0,150208 m2

Calculul volumului piesei:

Vtotal = V1 + V2 + V3 + V4 – V5 +V6 + V7 + V8

V1 = π R2 h = 3,14 · 402 · 81,25 = 408200 mm3

V2 = π R2 h = 3,14 · 44,432 · 182,75 = 1132764,5 mm3

V3 = π R2 h = 3,14 · 572 · 20 = 204037,2 mm3

V4 = π R2 h = 3,14 · 402 · 46 = 231104 mm3

11

V5 = π R2 h = 3,14 · 372 · 2 = 8597,32 mm3

V6 = π R2 h = 3,14 · 402 · 24 = 120576 mm3

V7 = π R2 h = 3,14 · 352 · 22 = 84623 mm3

V8 = π R2 h = 3,14 · 302 · 32 = 90432mm3

Vtotal = 2280334 mm3 = 0,0022803 m3

3.4. Determinarea diametrelor critice de călire ideal şi real

Prin diametru critic se înţelege diametrul maxim al unei piese cilindrice din

oţel care se căleşte la duritatea semimartensitică în centrul secţiunii (înălţimea

piesei este egala cu dublul diametrului), duritatea martensitică fiind

corespunzătoare unei structuri cu 50% martensită în structură.

Cu ajutorul diametrelor critice se pot face aprecieri asupra călibilităţii

oţelurilor.

Etapele care se parcurg pentru determinarea diametrelor critice şi reale sunt

următoarele:

a) Cunoscând conţinutul de carbon se determină călibilitatea zonei

semimartensitice

C = 0,40% HRCsemimartensitic = 42

b) Cunoscând HRCsemimartensitic , cu ajutorul diagramei de călibilitate a oţelului 50VCr

11 se obţine lungimea zonei semimartensitice:

lcSM = 15

c) Cunoscând lungimea zonei semimartensitice se determină diametrul critic ideal

(Dci) , care reprezintă diametrul maxim al unei piese într-un mediu de călire ideal

cu viteză infinită de răcire:

Dci = 75

d) Cunoscând diametrul critic ideal, în funcţie de modul de agitaţie a mediului şi intensitatea de

răcire a mediului, se determină diametrele de răcire critice reale conform tabelului:

12

Medii de răcire Grad de agitare Dci [mm]Intensitatea de

răcireDcr [mm]

ulei fără agitare 75 0,2 20ulei agitare foarte bună 75 0,7 32apă fără agitare 75 1,0 44apă agitare foarte bună 75 1,6 52

Capitolul 4

Calculul parametrilor termofizici ai materialului

4.1. Calculul temperaturilor medii pe intervale la răcire şi încălzire

Intervalele pe care vor avea loc procesele de încălzire – răcire sunt:

La încălzire: 1) 20 ... 200 °C 2) 200 ... 400 °C 3) 400 ... 600 °C 4) 600 ... 800 °C 5) 800 ... 900 °C

Temperatura medie de pe fiecare interval se stabileşte cu relaţia:

,unde: Toi = temperatura iniţială pe intervalul i;

Tfi = temperatura finală pe intervalul i.

La încălzire: ;

La răcire:

13

La răcire : 1) 900 ... 800 °C 2) 800 ... 600 °C 3) 600 ... 400 °C 4) 400 ... 200 °C 5) 200 ... 20 °C

14

Temperatura în grade Kelvin se stabileşte cu relaţia:Tmed i (K) = Tmed i (°C) + 273 [K]

Obţinem: La încălzire: Tmed 1 (K) = Tmed 1 (°C) + 273 = 413,14 [K]

Tmed 2 (K) = Tmed 2 (°C) + 273 = 606,48 [K]

Tmed 3i (K) = Tmed 3 (°C) + 273 = 806,48 [K]

Tmed 4 (K) = Tmed 4(°C) + 273 = 1006,48 [K]

Tmed 5 (K) = Tmed 5 (°C) + 273 = 1139,81 [K]

La răcire : Tmed 1 (K) = Tmed 1 (°C) + 273 = 1106,48 [K]

Tmed 2 (K) = Tmed 2 (°C) + 273 = 938,81 [K]

iToi

[°C]Tfi

[°C]Tmed i

[°C]Tmed i

[K]ki

1 20 200 140 413,14 0,95

La încălzire2 200 400 333,33 606,48 0,853 400 600 533,33 806,48 0,754 600 800 733,33 1006,48 0,705 800 tt = 900 866,66 1139,81 0,65

1 tt = 900 800 833,33 1106,48 0,65

La răcire2 800 600 666,66 938,81 0,703 600 400 466,66 739,81 0,754 400 200 266,66 539,81 0,855 200 20 80 353,15 0,95

15

Tmed 3i (K) = Tmed 3 (°C) + 273 = 739,81 [K]

Tmed 4 (K) = Tmed 4(°C) + 273 = 539,81 [K]

Tmed 5 (K) = Tmed 5 (°C) + 273 = 353,15 [K]

4.2. Calculul parametrilor termofizici ai materialului

4.2.1. Căldura specifică (ci)

Se calculează cu relaţia:

unde: a, b = constante ce ţin cont de materialul din care se execută piesa

- pentru oţel: a = 0,112; b = 0,8.

La încălzire:

La răcire:

4.2.2. Conductivitatea termică (λi)


unde: - ki = valoarea tabelată anterior;

- Σ = suma tuturor procentelor elementelor de aliere ce intră în compoziţia

oţelului + procentul de carbon

Σ = % C + % Mn + % Si + % Cr + % P + % S + % Ni + % Cu + % V + % Ti

16

Σ = 0,40 + 0,60 + 0,0035 + 0,035 + 0,27+1

Σ = 2,34 %

La încălzire:

La răcire:

4.2.3. Masa specifică (ρi)


La încălzire:

La răcire:

17

4.2.4. Difuzivitatea termică (ai)


La încălzire:

La răcire:

18

4.2.5.Masa semifabricatului


Obţinem:

4.2.6. Masa piesei finite


19

20

Nr.

crt.

Interval

[°C]

Toi

[°C]

Tfi

[°C]

Tmedi

[°C]

Ki ci

[J/kgK]

λi

[W/mK]

ai

[m2/s]

ρi

[kg/m3]

ρmed

[kg/m3]

msf

[kg]

mpf

[kg]

1 20-200 20 200 139,93 0,95 606,99 45,18 9,6·10-6 7751

7631

45.1

7

17,4

0

La

încă

lzir

e2 200-400 200 400 333,33 0,85 671,7 40,42 7,8·10-6 7691

3 400-600 400 600 533,33 0,75 738,66 35,67 6,3·10-6 7631

4 600-800 600 800 733,33 0,70 805,62 33,29 5,8·10-6 7561

5 800-900 800 900 866,66 0,65 850,22 30,91 5,6·10-6 7521

1 900-800 900 800 833,33 0,65 839,11 30,91 4,8·10-6 7531

7667

45.3

8

17,4

8

La

răci

re

2 800-600 800 600 666,66 0,70 783,31 33,29 5,2·10-6 7581

3 600-400 600 400 466,66 0,75 716,35 35,67 6,5·10-6 7651

4 400-200 400 200 266,66 0,85 649,4 40,42 8,0·10-6 7711

5 200-20 200 20 80 0,95 586,9 45,18 9,7·10-6 7861

21

Capitolul 5

Calculul tratamentului termic primar al semifabricatului

5.1. Alegerea variantei de tratament termic primar

Ca variante de tratament termic se alege o recoacere de normalizare

urmată de o recoacere de globulizare cu globulizare subcritică. Recoacerea de

normalizare se aplică în scopul regenerării structurii după prelucrările

anterioare de forjare, laminare sau matriţare, precum şi pentru obţinerea unei

bune omogenizări chimice şi structurale a materialului din care este executat

semifabricatul.

În principal se obţine o finisare a structurii. Recoacerea de normalizare

constă în menţinerea peste AC3 cu 30 – 60 °C pentru uniformizarea

temperaturii şi desăvârşirea transformării structurale urmată de răcire în aer

liber cu scopul micşorării mărimii grăuntelui, uniformizarea structurală şi

ameliorarea caracteristicilor mecanice şi tehnologice.

La oţelurile hipoeutectoide se obţine la răcire o structură perlitică fină,

care are în componenţă Ce lamelară, ce este abrazivă pentru scula aşchietoare.

Recoacerea subcritică de globulizare se aplică pentru a obţine o valoare

a durităţii convenabilă astfel încât semifabricatul să fie uşor prelucrabil prin

aşchiere.

Recoacerea subcritică constă în încălzirea oţelului sub AC1, menţinerea

o perioadă mai îndelungată urmată de o răcire lentă o dată cu cuptorul. În

urma acestui tratament se obţine o globulizare a perlitei lamelare formată

anterior. S-a modificat numai forma particulelor de cementită din perlită.

Tratamentul termic de globulizare se face subcritic (sub AC1) pentru a se

putea păstra efectul tratamentului termic de normalizare.

22

5.2. Alegerea utilajului de încălzire

Se foloseşte un cuptor cu flacărăr şi vatră fixă, încălzirea făcându-se cu

gaz metan şi având următorii parametri:

- temperatura maximă de încălzire a cuptorului este Tmax = 1100°C;

- lungimea este L = 1500mm = 1,5 m;

- lăţimea este l = 1000 mm = 1,0 m;

- înălţimea este h = 600 mm = 0,6 m;

- greutatea maximă a şarjei este Gmax = 500kg.

5.3. Recoacerea de normalizare

5.3.1. Determinarea temperaturii de normalizare

Se face cu relaţia:

TttN = AC3 + (30 ... 60 °C); [°C]

Se obţine:

TttN = 760,45 + 49,55 = 810 [°C]

TttN = 810 + 273 = 1073 [K]

5.3.2. Determinarea temperaturii cuptorului

Se face cu relaţia:

TC = TttN + (20 ... 60 °C); [°C]

Se obţine:

TC = 810 + 40 = 850 [°C]

TC = 850 + 273 = 1123 [K]

23

5.3.3. Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiaţie

Se face cu relaţia: αi = αc + αri [W/m2 · K] , unde:

● αc = coeficient de transfer termic convectiv, care depinde de circulaţia

gazelor în cuptor;

- pentru o viteză de circulaţie a gazelor cu valoarea: v < 5 m/s, valorile α c vor

fi:

αc = 5,58 + 3,9 · v – pentru suprafeţe netede;

αc = 6,15 + 4,19 · v – pentru suprafeţe rugoase;

- pentru o viteză de circulaţie a gazelor : v = 5...10 m/s, valorile αc vor fi:

αc = 7,12 · v 0,78 – pentru suprafeţe netede;

αc = 7,52 · v 0,78 – pentru suprafeţe rugoase;

Deoarece avem de-a face cu un semifabricat, acesta nu va fi prelucrat

anterior prin aşchiere, deci va avea o suprafaţa rugoasă.

Pentru o viteză de circulaţie a gazelor în interiorul cuptorului a cărei

valoare adoptată este v = 8 m/s, obţinem:

αc = 7,52 · v 0,7 = 7,52 · 8 0,78 = 38,7 [W/m2 · K]

● αri = coeficient de transfer termic prin radiaţie, se calculează cu relaţia:

unde: TC = temperatura cuptorului, în grade Kelvin;

Tmed i = temperatura medie pe intervale, în grade Kelvin;

C0 = constanta de radiaţie a corpului negru , cu valoarea C0 = 5,77

W/m2 · K;

εr = grad redus de negreală, se calculează cu relaţia:

24

unde: - ε1 = grad redus de negreală al piesei încărcată în cuptor, cu valorile:ε1 = 0,9 pentru piese tratate anterior;

ε1 = 0,7 ...0,8 pentru piese semifabricate;

ε1 = 0,35...0,4 pentru piese cu luciu metalic.

Se adoptă: ε1 = 0,9

- ε2 = grad redus de negreală al zidăriei refractare, cu valoarea ε2 = 0,75.

- φ12 = coeficient ce depinde de aşezarea pieselor pe vatră. Se adoptă φ12 =

1

- φ21 = raportul dintre suprafeţele de radiaţie, se calculează cu relaţia:

Atot.semifabricat = 0,204 m2

Atot.cuptor = 2 · (L · l + L · h + l · h), [ m2 ]

Atot.cuptor = 2 · (1,5 · 1 + 1,5 · 0,6 + 1 · 0,6), [ m2 ]

Atot.cuptor = 6 [ m2 ]

Obţinem:

La încălzire:

25

Pentru o valoare a TttN = 810 [°C], vom calcula valoarea Tmed.5 cu relaţia

folosită anterior în paragraful 4.1:

Obţinem:

Rezultă: α1 = 38,7+123,8=162,5 [W/m2 · K]

α 2 = 38,7+ 159,17 = 197,87 [W/m2 · K]

α3 = 38,7+ 208,38 = 247,08 [W/m2 · K]

α4 = 38,7+ 273,61 = 312,31 [W/m2 · K]

α5 = 38,7+ 326,97 = 365,67 [W/m2 · K]

Nr.crt.

IntervalTC

[K]Tmed

[K]

αc

[W/m2 · K]

εr

αri

[W/m2 · K]

αi

[W/m2 · K]

1 20 – 200

1123

413,14

38,7 0,898

123,8 162,52 200 – 400 606,48 159,17 197,873 400 – 600 806,48 208,38 247,084 600 – 800 1006,48 273,61 312,315 800 – 807 1077,67 326,97 365,67

5.3.4. Calculul criteriului Biot şi a timpilor de încălzire şi menţinere

Criteriul Biot este un criteriu adimensional şi se calculează cu relaţia:

,

unde: - αi = coeficientul de transfer termic total pe intervale;

- λi = coductivitatea termică pe intervale;

26

- x = dimensiunea principală a semifabricatului, se calculează cu relaţia:

x = sf / 2 = 67 / 2 = 35 mm = 0,035 m

Obţinem:

Nr.crt.

Intervalαi

[W/m2 · K]

λi

[W/m · K]

x[m]

Bii Bimediu

1 20 – 200 162,5 45,180,

035

1,09

0,61

2 200 – 400 197,87 40,42 0,173 400 – 600 247,08 35,67 0,244 600 – 800 312,31 33,29 0,325 800 – 807 365,67 30,91 1,27

Deoarece piesa are valoarea coeficientului Bimediu ≤ 0,25, piesa se

consideră subţire şi calculul timpului de încălzire se face cu relaţia:

unde: – m = masa semifabricatului, în kg;

– ci = căldura specifică pe interval;

– Asf = aria semifabricatului;

– αi = coeficient de transfer termic pe intervalul i;

– TC = temperatura cuptorului, [°C];

– Toi = temperatura iniţială a intervalului i , [°C];

– Tfi = temperatura finală a intervalului i , [°C].

27

tînc.total = t1 + t2 + t3 + t4 + t5

tînc.total = 323,5 + 367,5 + 519,8 + 1238 + 163 = 2612 [s]

Timpul de menţinere se calculează cu relaţia:

tmenţinere = tînc.total · ¼ = 2612 · ¼ = 653 [s]

Nr.crt.

Interval[°C]

m[kg]

ci

[J/kg · K]Asf

[m2]TC

[°C]αi

[W/m2 · K]tînc.i

[s]tînc.total

[s]tm.total

[s]1 20 – 200

45.1

7

606,99

0.15

850

162,5 323.5

2612 6532 200 – 400 671,7 197,87 367.53 400 – 600 738,66 247,08 519.84 600 – 800 805,62 312,31 12385 800 – 807 850,22 365,67 163

5.3.5. Calculul curbei de răcire

Răcirea la operaţia de normalizare se realizează în aer, pentru a se

obţine o structură de echilibru cu o granulaţie foarte fină.

Se foloseşte pentru calculul curbei coeficientul global de tratament

termic αaer funcţie de intervalul de temperatură, ţinând cont că răcirea se face în aer

liniştit.

28

Temperaturasuprafeţei [°C]

900 800 700 600 500 400 300 200 100 50

αaer

[W/m2 · K]116 98,6 81,2 63,8 46,4 34,8 23,2 17,4 17,4 17,4

Prin interpolare se determină αmed. i corespunzător temperaturilor medii

ale intervalelor.

Fig.5. Calcul prin interpolare

Obţinem:

Se calculează criteriul Biot la răcire pe intervale cu relaţia: ,

unde: - αi = coeficientul de transfer termic al aerului pe intervale;



x = sf / 2 = 60 / 2 = 30 mm = 0,030 m

29

Nr.crt.

Intervalαi

[W/m2 · K]

λi

[W/m · K]

x[m]

Bii Bimediu

1 807 – 800 99,4 30.91

0,03

5

0,096

0,04

42 800 – 600 75,4 33,29 0,0663 600 – 400 42,53 35.57 0,0354 400 – 200 21,27 40.42 0,0155 200 – 20 17,4 45,18 0,011

Deoarece piesa are valoarea coeficientului Bimediu ≤ 0,25, piesa se consideră

subţire şi calculul timpului de încălzire se face cu relaţia:





– Tmed.r = temperatura mediului de răcire, [Tmed.r = 20 °C];



30

tracire.total = t1 + t2 + t3 + t4 + t5

tracire.total = 22.8+908+2148+6490+2910=12748[s]

Nr.crt.

IntervalMasa[kg]

ci

[J/kg · K]Asf

[m2]Tmed.rac

[°C]T0i

[°C]Tfi

[°C]αi

[W/m2 · K]trac.i

[s]tracire.total

[s]1 807-800

45.1

7839,11

0,15 20

807 800 99,4 22.8

1274

82 800-600 783,31 800 600 75,4 9083 600-400 716,35 600 400 42,53 21484 400-200 649,4 400 200 21,27 64905 200-20 586,9 200 20 17,4 2910

31

5.3.6. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului

producţiei date

Timpul de utilizare a unui cuptor se calculează cu relaţia:

tu = tinc.tot + tmentinere = 2612 + 653 = 3265 [s] = 0,90 [h]

32

6

Timpul ciclului de funcţionare se calculează cu relaţia:

Tciclu = Ka · tu = 2 · 3265 = 6530 [s] = 1,81 [h] ,

unde Ka = coeficient necesar mişcării auxiliare.

Productivitatea încălzirii la tratamentul de normalizare se calculează cu

relaţia: , unde N – numărul de semifabricate din şarjă.

N = n1 · n2

,

unde: d – diam. max. al

semifabricatelor;

l – lăţimea cuptorului;

L – lungimea cuptorului.

Obţinem: n1 = (1500 – 100)/420 = 1400/420 = 3,41 Adoptăm n1 =4

n2 = 1000 / 57 = 14,9. Adoptam n2 = 15.

N = 4 · 15 = 60 semifabricate.

PN = 45,17 · 60 / 1,81 = 1497,3 kg/h.

Numărul de utilaje se calculează cu relaţia:

unde: - Vol.prod/an = 200.000 buc;

- Ki = coeficient ce depinde de gradul de încărcare al cuptorului (0,8÷0,9)

33

Fig.7.

Fig.6.

Se adoptă Ki = 0,8;

- Fr = fondul real de timp (Fr = (1 - ta) · Ft );

- Ft = fondul de timp al utilajului (Ft = 6777 ore/an);

- ta = timpul necesar pentru operaţii auxiliare ( ta = 0,15).

Fr = (1 - ta) · Ft = (1 – 0,15) · 6777 = 5760,45 ore / an.

Deoarece Nu = 1.30 este necesar un singur cuptor

5.4. Recoacerea subcritică

După normalizare, semifabricatul rezultă cu o structură uniformă

omogenă din punct de vedere chimic şi structural, având o granulaţie fină

(normalizarea finisează structura).

Oţelul are o duritate de HRC ( s-a obţinut din diagramă, după

efectuarea răcirii).

Pentru a scădea duritatea semifabricatului astfel încât să fie uşor de

prelucrat prin aşchiere (forţe mici de aşchiere şi uzură redusă a sculelor) se va

realiza o recoacere subcritică de globulizare. Această operaţie are ca efect

modificarea cementitei din perlită, care este lamelară şi foarte abrazivă, în

cementită globulară.

34

5.4.1. Determinarea temperaturii de tratament termic şi a

temperaturii cuptorului

Determinarea temperaturii de globulizare se face cu relaţia:

TttG = AC1 - (30 ÷ 50 °C); [°C]

Se obţine: TttG = 742,5 – 32,5 = 710 [°C]

TttG = 710 + 273 = 983 [K]

Determinarea temperaturii cuptorului se face cu relaţia:

TC = TttG + (20 ÷ 40 °C); [°C]

Se obţine: TC = 710 + 35 = 745 [°C] = 1018 [K]

35

Figura .8.

Fig.6.

5.4.2. Calculul curbei de încălzire şi al coeficientului global de încălzire

Calculul se realizează la fel ca în cazul normalizării, deoarece avem

acelaşi cuptor, cu excepţia gradului redus de negreală al piesei, deoarece acum

avem piesă tratată termic anterior.

Calculul se face cu relaţia: αi = αc + αri [W/m2 · K] , unde:


gazelor în cuptor;

- pentru o viteză de circulaţie a gazelor cu valoarea: v < 5 m/s, valorile α c vor

fi:






Deoarece avem de-a face cu un semifabricat, acesta nu va fi prelucrat

anterior prin aşchiere, deci va avea o suprafaţa rugoasă.

Pentru o viteză de circulaţie a gazelor în interiorul cuptorului a cărei

valoare adoptată este v = 7 m/s, obţinem:

αc = 7,52 · v 0,7 = 7,52 · 7 0,78 = 7,52 · 4,56 = 34,31 [W/m2 · K]




C0 = constanta de radiaţie a corpului negru , cu valoarea C0 = 5,77

W/m2 · K;


36

unde: - ε1 = grad redus de negreală al piesei încărcată în cuptor, cu valorile:ε1 = 0,9 pentru piese tratate anterior;





- φ12 = coeficient ce depinde de aşezarea pieselor pe vatră. Se adoptă φ12 = 1.


Atot.semifabricat = 0,15 m2


Atot.cuptor = 2 · (1,5 · 1 + 1,5 · 0,6 + 1 · 0,6), [ m2 ]

Atot.cuptor = 6 [ m2 ]

Obţinem:

La încălzire:

37

Pentru o valoare a TttG = 703 [°C], vom calcula valoarea Tmed.4 cu relaţia

folosită anterior:

Obţinem:

Rezultă: α1 = 38,7 + 88 = 126,7 [W/m2 · K]

α 2 = 38,7 + 116,5 = 154,2 [W/m2 · K]

α3 = 38,7 + 157,5 = 196,4[W/m2 · K]

α4 = 38,7 + 193,1 = 231,8 [W/m2 · K]

Nr.crt.

IntervalTC

[K]Tmed

[K]

αc

[W/m2 · K]

εr

αri

[W/m2 · K]

αi

[W/m2 · K]

1 20 – 200

1011

413,14

34,31 0,898

88 126,72 200 – 400 606,48 116,5 154,23 400 – 600 806,48 157,5 196,44 600 – 703 941,7 193,1 231,8

Calculul criteriului Biot şi a timpilor de încălzire şi menţinere


,




x = sf / 2 = 60 / 2 = 30 mm = 0,035 m

Obţinem:

38

Nr.crt.

Intervalαi

[W/m2 · K]

λi

[W/m · K]

x[m]

Bii Bimediu

1 20 – 200 122,3 45,95

0,03

0

0.089

0,152 200 – 400 150,81 41,1 0.12

3 400 – 600 191,81 36,28 0.174 600 – 703 227,41 33,86 0.22

Deoarece piesa are valoarea coeficientului Bimediu ≤ 0,25, piesa se

consideră subţire şi calculul timpului de încălzire se face cu relaţia:








39

tînc.total = t1 + t2 + t3 + t4

tînc.total = 151 + 219 + 375 + 509 = 1254 [s]



40

Interval Tmed TC αc αri αti λi Bii ci msf ai · 10-6 tînc.i tînc.total tm.total

t0i

[°C]

tfi

[°C][K] [K] [W/m2 · K] [W/m · K] [J/kg · K] [kg] [m2 /s] [s] [s] [s]

20 200 413,14

1011 34,31

88 122,3 45,95 0,089 606,99

6,916

9,8 151

1254 314200 400 606,48 116,5 150,81 41,1 0,12 671,7 7,98 219

400 600 806,48 157,5 191,81 36,28 0,17 738,66 6,46 375

600 703 941,7 193,1 227,41 33,86 0,22 805,62 5,58 509

41

42


Piesele se răcesc continuu şi lent în cuptor, cu o viteză de răcire de 25 ÷

35°C/h, până la atingerea unei temperaturi notată Tevacuare, care pentru oţelurile de

îmbunătăţire sunt cuprinse în intervalul (250; 450) °C.

Vom adopta temperatura de evacuare Tevacuare = 300 °C, iar în cazul vitezei de

răcire vom adopta valoarea v = 30°C/h.

Cu valorile adoptate vom calcula timpul de răcire, cu formula:

După răcirea în cuptor urmează răcirea în aer, care se calculează folosind αaer

pe intervale.


900 800 700 600 500 400 300 200 100 50

αaer

[W/m2 · K]116 98,6 81,2 63,8 46,4 34,8 23,2 17,4 17,4 17,4

Prin interpolare se determină αmed. i corespunzător temperaturilor medii ale

intervalelor.

Fig.9. Calcul prin interpolare

Obţinem:

Se calculează criteriul Biot la răcire pe intervale cu relaţia:

43

,

unde: - αi = coeficientul de transfer termic al aerului pe intervale;



x = sf / 2 = 60 / 2 = 30 mm = 0,030 m






– αi = coeficient de transfer termic pe intervalul i = αaer ;




tracire.total = tracire cuptor + t1 + t2

tracire.total = 48360 + 705 + 3542 = 52607 [s] = 14,61 [h]

44

Interval αi λi Bii ci trăc.aer trăc. aer total

t0i

[°C]tfi

[°C][W/m2 ·

K][W/m ·

K][J/kg ·

K][s] [s]

300 200 21,27 41,1 0,016 694,4 70552607

200 20 17,4 45,95 0,011 586,9 3542

5.4.4. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului producţiei

date


tu = tinc.tot + tmentinere + tracire cuptor = 1254 + 314 + 48360 = 49928 [s]

= 13,87 [h]

45


Tciclu = Ka · tu = 2 · 49928 = 99856 [s] = 27,74 [h] ,


Productivitatea încălzirii la tratamentul de normalizare se calculează cu

relaţia: ,

unde N = 64 – numărul de semifabricate din şarjă (calculat anterior).

PN = 6,916 · 64 / 27,74 = 15,956 kg/h.








Fr = (1 - ta) · Ft = (1 – 0,15) · 6777 = 5760,45 ore / an.

Deoarece Nu = 18,81 sunt necesare 19 cuptoare

Capitolul 6

Calculul tratamentului termic final

Tratamentul termic final se aplică piesei finite şi ţine cont de proprietăţile

necesare în exploatare ale acesteia, şi anume: o rezilienţă bună şi o duritate ridicată

46

la suprafaţă, care imprimă proprietatea de rezistenţă la uzură. De exemplu, este

necesar în cazul suprafeţelor de contact pentru fusuri.

Duritatea e dată de operaţia de tratament termic de călire, iar tenacitatea

piesei se obţine în urma tratamentului termic de revenire înaltă, când se obţine o

structură sorbitică, cu bune proprietăţi de rezilienţă.

Tratamentul termic final se numeşte îmbunătăţire şi constă dintr-o călire

urmată de o revenire înaltă.

6.1. Călire martensitică

Pentru a se asigura o călire martensitică se foloseşte un cuptor cu

atmosferă controlată, cu tuburi radiante şi bazin de călire integrat.

Acest cuptor trebuie să realizeze două cerinţe:

- încălzirea pieselor în cuptor trebuie să fie lentă, astfel încât să nu apară

tensiuni termice mari, care pot duce la deformarea sau la fisurarea piesei;

- încălzirea trebuie să fie realizată într-o atmosferă care să nu producă

decarburarea stratului superficial al piesei.

47

Pentru aceasta se calculează potenţialul de carbon al atmosferei cuptorului ce

este necesar la un tratament termic corect, cu relaţia lui Gunnarson:

6.1.1. Caracteristicile cuptorului cu atmosferă controlată

Se foloseşte un cuptor cu atmosferă controlată, cu următorii parametri:






6.1.2. Calculul curbei de încălzire

6.1.2.1.Determinarea temperaturii de călire martensitică şi

a temperaturii cuptorului

TttCM = AC3 + (30 ÷ 50 °C); [°C]

Se obţine: TttCM = 760,45 + 30,55 = 791 [°C]

TttCM = 791+ 273 = 1064 [K]


TC = TttCM + (10 ÷ 20 °C); [°C]

Se obţine: TC = 791 + 10 = 801 [°C] = 1074 [K]

6.1.2.2. Calculul coeficientului de transfer de căldură la încălzire

48

Calculul se face cu relaţia:

αi = αc + αri [W/m2 · K] , unde:


gazelor în cuptor;

- pentru o viteză de circulaţie a gazelor cu valoarea: v < 5 m/s, valorile αc vor fi:






Deoarece avem de-a face cu piesa finită, aceasta fiind prelucrată anterior

prin aşchiere, va avea o suprafaţa netedă.

Pentru o viteză de circulaţie a gazelor în interiorul cuptorului a cărei valoare

adoptată este v = 7 m/s, obţinem:

αc = 7,12 · v 0,7 = 7,12 · 7 0,78 = 7,12 · 4,56 = 32,47 [W/m2 · K]




C0 = constanta de radiaţie a corpului negru , cu valoarea C0 = 5,77 W/m2 · K;


unde: - ε1 = grad redus de negreală al piesei încărcată în cuptor, cu valorile:

49

ε1 = 0,9 pentru piese tratate anterior;







Atot.piesa finită = 0,0356 m2


Atot.cuptor = 2 · (1,2 · 0,76 + 1,2 · 0,76 + 0,76 · 0,76), [ m2 ]

Atot.cuptor = (0,912 + 0,912 + 0,577) · 2 = 4,8 [ m2 ]

Obţinem:

La încălzire:

Pentru o valoare a TttCM = 791 [°C], vom calcula valoarea Tmed.4 cu relaţia folosită

anterior:

50

Obţinem:

Rezultă: α1 = 32,47 + 45,92 = 78,4 [W/m2 · K]

α 2 = 32,47 + 59,5 = 91,97 [W/m2 · K]

α3 = 32,47 + 78,83 = 111,3 [W/m2 · K]

α4 = 32,47 + 103,3 = 135,8 [W/m2 · K]

Nr.crt.

IntervalTC

[K]Tmed

[K]

αc

[W/m2 · K]

εr

αri

[W/m2 · K]

αi

[W/m2 · K]

1 20 – 200

1074

413,14

32,47 0,4

45,92 78,42 200 – 400 606,48 59,5 91,973 400 – 600 806,48 78,83 111,34 600 – 791 1000,3 103,3 135,8

6.1.2.3. Calculul criteriului Biot

Criteriul Biot este un criteriu adimensional şi se calculează cu relaţia: ,



- x = dimensiunea principală a piesei, se calculează cu relaţia:

x = piesa / 2 = 50 / 2 = 25 mm = 0,025 m

Obţinem:

51

Nr.crt.

Intervalαi

[W/m2 · K]

λi

[W/m · K]

x[m]

Bii Bimediu

1 20 – 200 78,4 45,95

0,02

5

0,047

0,07

42 200 – 400 91,97 41,1 0,063 400 – 600 111,3 36,28 0,084 600 – 787 135,8 33,86 0,109



unde: – m = masa piesei finite, în kg;


– Asf = aria piesei finite;






52

tînc.total = 119 + 175 + 275 + 822 = 1391 [s]



Nr.crt.

Interval[°C]

m[kg]

ci

[J/kg · K]Ap

[m2]TC

[°C]αi

[W/m2 · K]tînc.i

[s]tînc.total

[s]tm.total

[s]1 20 – 200

1,48

2606,99

0,03

56

807

78,4 119

1391 3482 200 – 400 671,7 91,97 1753 400 – 600 738,66 111,3 2754 600 – 787 805,62 135,8 822


La călire, răcirea se face în ulei de tratament termic, deoarece diametrul

piesei este de 50 mm şi nu este comparabil cu Dcr = mm.

Temperatura[°C]

900 800 700 600 500 400 300 200 100

α[W/m2 · K]

ulei 50°C 290 348 812 2552 3480 812 580 468 232apă 20°C 812 1160 2900 2320 2900 4680 13920 2320 928



,




x = piesa / 2 = 50 / 2 = 25 mm = 0,025 m

53

Prin interpolare se determină αmed. i corespunzător temperaturilor medii ale

intervalelor.

Fig. 10 . Calcul prin interpolare

Obţinem:

Obţinem:

6.1.3.2. Calculul timpilor de răcire

Deoarece Bimed 0,25 piesa este considerată groasă, iar calculul timpilor

de răcire se face criterial, cu ajutorul criteriilor Biot şi Fourier.

Se va calcula:

unde: - T0i – temperatura iniţială pe intervalul i;

54

- Tfi – temperatura finală pe intervalul i;

- Tm – temperatura mediului ambiant = 20°C.

Pentru: ; .

Din diagramă rezultă:

- pentru c1 = s1 = 0.756 şi Bi1 = 1,084 Foc1 = 0,4 ; Fos1 = 0,1;



- pentru c4 = s4 = 0.05 şi Bi4 = 0,1 Foc4 = 14 ; Fos4 = 13,5;

Obţinem:

55

Timpul total de răcire este:

tc racire total = tc1 + tc2 + tc3 + tc4

tc racire total = 44 + 28 + 99 + 866 = 1037 [s]

ts racire total = ts1 + ts2 + ts3 + ts4

ts racire total = 11 + 6 + 80 + 835 = 932 [s].

Nr.crt.

Intervalx

[m]ai

[m/s2]Bii ci

si

Foci Fosi tc i

[s]ts i

[s]

1 787-600

0,025

5,72·10-6 1,084 0756 0,4 0,1 44 112 600-400 6,65·10-6 1,78 0,655 0,3 0,06 28 63 400-200 8,23·10-6 0,33 0,474 1,3 1,05 99 804 200-20 10,1·10-6 0,1 0,05 14 13,5 866 835

11

56

6.1.4. Calculul numărului de utilaje necesare realizării volumului

producţiei date




Tciclu = Ka · tu = 2 · 1739 = 3478 [s] = 0,966 [h] ,


Productivitatea încălzirii la tratamentul de călire martensitică se calculează

cu relaţia: , unde N – numărul de piese din şarjă.

N = n1 · n2

,


piesei;


57


Obţinem: n1 = (1200 – 100)/312 = 1100/312 = 3,52 . Adoptăm n1 = 3.

n2 = 760 / 50 = 15,2 . Adoptam n2 = 15.

N = 3 · 15 = 45 piese.PN = 1,482 · 45 / 0,966 = 69,04 kg/h.








Fr = (1 - ta) · Ft = (1 – 0,15) · 6777 = 5760,45 ore / an.

Deoarece Nu = 0,93 este necesar un singur cuptor

6.2. Revenire înaltă

Imediat după operaţia de călire se aplică obligatoriu operaţia de revenire,

deoarece structura obţinută în urma călirii (martensită + austenită reziduală) este

instabilă şi fragilă, iar revenirea înaltă are scopul de a aduce materialul într-o stare

mai apropiată de echilibru, de a micşora fragilitatea materialului (creşte tenacitatea)

şi totodată micşorează valoarea tensiunilor interne datorate vitezelor mari de răcire

la care au fost supuse.

Structura obţinută după revenirea înaltă este o structură sorbitică, iar piesa

trebuie să capete caracteristicile mecanice trecute de proiectant pe desenul de

58

execuţie al piesei. Parametrii importanţi ai tratamentului termic de revenire sunt

temperatura de menţinere şi timpul de menţinere.

6.2.1. Determinarea temperaturii de tratament termic

Din tabelul cu caracteristici mecanice, în funcţie de dimensiunile piesei, se

alege temperatura de revenire.

12

59

Adoptăm Rm = 740 – 880 [N/mm2], iar din diagrama din figura de mai jos

adoptăm temperatura de revenire TR = 630 °C.

Fig. 13. Variaţia unor caracteristici mecanice în funcţie de temperatura de revenire

6.2.2. Determinarea temperaturii cuptorului şi

alegerea utilajului de încălzire


TC = TttR + (10 ÷ 20 °C); [°C]

Se obţine: TC = 630 + 15 = 645 [°C] = 928 [K]

Pentru încălzire se foloseşte un cuptor electric, cu următorii parametri:

60






6.2.3. Calculul curbei de încălzire

6.2.3.1. Calculul coeficientului de transfer de căldură la încălzire

Calculul se face cu relaţia:

αi = αc + αri [W/m2 · K] , unde:


gazelor în cuptor;

- pentru o viteză de circulaţie a gazelor cu valoarea: v < 5 m/s, valorile αc vor fi:






Deoarece avem de-a face cu piesa finită, aceasta fiind prelucrată anterior prin

aşchiere, va avea o suprafaţa netedă.

Pentru o viteză de circulaţie a gazelor în interiorul cuptorului a cărei valoare

adoptată este v = 7 m/s, obţinem:

αc = 7,12 · v 0,78 = 7,12 · 8 0,78 = 7,12 · 4,56 = 32,47 [W/m2 · K]


61



C0 = constanta de radiaţie a corpului negru , cu valoarea C0 = 5,77 W/m2 · K;


unde: - ε1 = grad redus de negreală al piesei încărcată în cuptor, cu valorile:

ε1 = 0,9 pentru piese tratate anterior;







Atot.piesa finită = 0,0356 m2


Atot.cuptor = 2 · (0,6 · 0,5 + 0,6 · 0,5 + 0,5 · 0,5), [ m2 ]

Atot.cuptor = (0,30 + 0,30 + 0,25) · 2 [ m2 ]

Atot.cuptor = 1,7 [ m2 ]

Obţinem:

62

La încălzire:

Pentru o valoare a TttR = 630 [°C], vom calcula valoarea Tmed.4 cu

relaţia folosită anterior:

Obţinem:

Rezultă: α1 = 32,47 + 69,82 = 102,3 [W/m2 · K]

α 2 = 32,47 + 95,52 = 128 [W/m2 · K]

α3 = 32,47 + 133,3 = 165,8 [W/m2 · K]

α4 = 32,47 + 153,7 = 186,2 [W/m2 · K]

Nr.crt.

IntervalTC

[K]Tmed

[K]

αc

[W/m2 · K]

εr

αri

[W/m2 · K]

αi

[W/m2 · K]

1 20 – 200

918 413,14 32,47 0,896 69,82 102,32 200 – 400 606,48 95,52 128

63

3 400 – 600 806,48 133,3 165,84 600 – 630 893 153,7 186,2



,




x = piesa / 2 = 50 / 2 = 25 mm = 0,025 m

Obţinem:

Nr.crt.

Intervalαi

[W/m2 · K]

λi

[W/m · K]

x[m]

Bii Bimediu

1 20 – 200 102,3 45,95

0,02

5

0,025

0,092 200 – 400 128 41,1 0,078

3 400 – 600 165,8 36,28 0,114 600 – 630 186,2 33,86 0,13



64

unde: – m = masa piesei finite, în kg;


– Asf = aria piesei finite;






tînc.total = 84 + 127 + 284 + 234 = 729 [s]

6.2.4. Calculul timpului de menţinere


tmenţinere = D / 25 [h], deoarece D < 100 mm.

Obţinem: tmenţinere = 50 / 25 = 2 [h] = 7200 [s].

Nr.crt.

Interval[°C]

m[kg]

ci

[J/kg · K]Ap

[m2]TC

[°C]αi

[W/m2 · K]tînc.i

[s]tînc.total

[s]tm.total

[s]1 20 – 200

1,4 606,99

0,0

64

102,3 84 729 76002 200 – 400 671,7 128 127

65

82 25 53 400 – 600 738,66 165,8 2844 600 – 630 805,62 186,2 234


Se foloseşte pentru răcire aerul ca mediu de răcire pentru a obţine o structură

de echilibru cu o granulaţie foarte fină. Răcirea se face în aer liniştit şi se foloseşte

coeficientul de transfer termic αaer, calculat anterior pe intervale la operaţia de

normalizare.


900 800 700 600 500 400 300 200 100 50

αaer

[W/m2 · K]116 98,6 81,2 63,8 46,4 34,8 23,2 17,4 17,4 17,4

6.2.5.1. Calculul criteriului Biot şi timpilor de răcire

Criteriul Biot este un criteriu adimensional şi se calculează cu relaţia: ,


- λi = coductivitatea termică pe

intervale;

- x = dimensiunea principală a piesei, se

calculează cu relaţia:

x = piesa / 2 = 50 / 2 = 25 mm = 0,025 m

Prin interpolare se determină αmed. i Fig.14.

Calcul prin interpolare corespunzător temperaturilor medii ale

intervalelor.

Obţinem:

66

Obţinem:

Nr.crt.

Intervalαi

[W/m2 · K]

λi

[W/m · K]

x[m]

Bii Bimediu

1 630 – 600 65,54 33,86

0,025

0,048

0,0242 600 – 400 42,53 36,28 0,033 400 – 200 21,27 41,1 0,014 200 – 20 17,4 45,95 0,009









67


Timpul total de răcire este:

tracire.total = t1 + t2 + t3 + t4

tracire.total = 25 + 295 + 942 + 1407 = 2669 [s]

Nr.crt.

IntervalMasa[kg]

ci

[J/kg · K]Asf

[m2]Tmed.rac

[°C]T0i

[°C]Tfi

[°C]αi

[W/m2 · K]trac.i

[s]tracire.total

[s]1 630-600

1,485

783,31

0,03

56

20

630 600 65,54 25

26692 600-400 716,35 600 400 42,53 2953 400-200 649,4 400 200 21,27 9424 200-20 586,9 200 20 17,4 1407

6.2.6. Calculul numărului de utilaje necesare realizării

volumului producţiei date




Tciclu = Ka · tu = 2 · 7929 = 15858 [s] = 4,405 [h] ,


68

Productivitatea încălzirii la tratamentul de călire martensitică se calculează

cu relaţia: , unde N – numărul de piese din şarjă.

N = n1 · n2

,


piesei;



Obţinem: n1 = (600 – 100)/312 = 500/312 = 1,6 . Adoptăm n1 = 1.

n2 = 500 / 50 = 10 . Adoptam n2 = 10.

N = 1 · 10 = 10 piese.

PN = 1,482 · 10 / 4,405 = 3,364 kg/h.






69



Fr = (1 - ta) · Ft = (1 – 0,15) · 6777 = 5760,45 ore / an.

Deoarece Nu = 16,99 sunt necesare 17 cuptoare

70

Date post:	30-Jun-2015
Category:	Documents
Upload:	palamarciuc-ion
View:	1,902 times
Download:	36 times

PROIECT TRATAMENTE TERMICE

Documents