|
Реферат: Выбор оптимального варианта повышения мощности турбообводом в составе энергоблока ВВЭР-640 (Технология)
Санкт-Петербургский Государственный Технический Университет
Энергомашиностроительный факультет
Кафедра Атомных и тепловых энергетических установок
КУРСОВАЯ РАБОТА
Дисциплина: Режимы работы и эксплуатации атомных электрических станций
Тема: Выбор оптимального варианта повышения мощности турбообводом в составе
энергоблока ВВЭР-640
|Выполнил студент гр. 5М37/2: |Ерёмин Н.Н. |
|Руководитель, к.т.н., доц.: |Мышкин Н.С. |
2001 г.
РЕФЕРАТ
страниц 21, рисунков 4
ТУРБООБВОД ЦВД, ТУРБООБВОД ЧВД, РАСЧЕТ РЕЖИМОВ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО
ОБОРУДОВАНИЯ.
Рассчитана система повышения мощности ПТУ турбообводом. Рассмотрены
два варианта вспомогательных турбин для двух вариантов их включения в
технологическую схему. Проанализированы результаты расчетов. Произведен
выбор оптимального варианта компенсации мощности турбообводом.
ABSTRACT
pages 21, figures 4
BYPASS TURBINE OF HPC, BYPASS TURBINE OF LPC, TECHNOLOGICAL EQUIPMENT
REGIME CALCULATIONS.
Steam-turbine plant capacity increasing system with bypass turbine
was calculated. Two variants on bypass turbine for both variants of
connection were considered. Calculation results were analyzed. The optimal
scheme of capacity compensating system with bypass turbine was chosen.
Список использованных сокращений
АЭС – атомная электрическая стация;
ВВЭР – водо-водяной энергетический реактор;
Д – деаэратор;
К – конденсатор;
ПВД – регенеративный подогреватель высокого давления;
ПНД - регенеративный подогреватель низкого давления;
ПТУ – паротурбинная установка;
ПГ – парогенератор;
ПП – промежуточный пароперегреватель;
С – сепаратор;
СПП – сепаратор пароперегреватель;
ЦВД – цилиндр высокого давления основной турбины;
ЦНД – цилиндр низкого давления основной турбины;
ЧВД – часть высокого давления ЦВД основной турбины;
ЧСД – часть среднего давления ЦВД основной турбины.
Содержание
Введение 5
Расчет схемы включения дополнительной турбины на обводе ЦВД 6
Алгоритм расчета 6
Расчет схемы включения дополнительной турбины на обводе ЧВД 17
Анализ вариантов включения обводной турбины 20
Список использованной литературы 21
Введение
В соответствии с растущими во всем мире требованиями к безопасности
АЭС, в нашей стране было принято решение о создании энергоблоков нового
поколения, повышенной безопасности и надежности. Такой тип энергоблоков,
как предполагалось, должен был получить широкое распространение в нашей
стране. Поэтому многие из них могли быть построены в достаточном удалении
от центральных энергосистем. Следовательно, в районах строительства таких
энергоблоков не будет мощных потребителей вырабатываемой электроэнергии.
Поэтому было принято решение о создании блоков средней мощности. За основу
разработки реакторной установки был взят реактор ВВЭР-1000 с пониженной
тепловой мощностью, в результате чего была повышена безопасность и
надежность схемы в целом. Понижение мощности привело к замене части
активных систем зашиты на пассивные, что в свою очередь увеличивает
надежность системы безопасности реактора.
Этот проект получил название НП-500. Предполагавшаяся электрическая
мощность реакторной установки была равна 500 МВт. Для этого реактора ЛМЗ
спроектировал турбину К-600-6,9/50. Как видно из названия, данная турбина
обеспечивала запас по мощности, по сравнению с реактором. Но в процессе
разработки и тщательного расчета нейтронно-физических свойств АЗ было
обосновано повышение мощности реактора из расчета 640 МВт (эл.). Поскольку
турбоустановка, работая в номинальном режиме, вырабатывает 600 МВт
электроэнергии, а реактор спроектирован на электрическую мощность 640 МВт,
то необходимо рассмотреть варианты увеличения мощности паротурбинной
установки. Первым из них является непосредственное увеличение мощности ПТУ
за счет перепроектирования или доработки уже существующей турбины. Этот
вариант достаточно дорогостоящ, поскольку потребуется разработка нового ЦВД
и получение лицензий на новый тип турбин. Второй вариант требует меньших
финансовых затрат для реализации. Его можно реализовать, установив
вспомогательную турбину на обводе ЦВД. При этом получается выигрыш за счет
мощности, производимой самой вспомогательной турбиной, и мощности,
полученной за счет увеличения расхода через ЦНД основной турбины. При
анализе этого варианта следует учесть изменение режимов работы всего
технологического оборудования второго контура, в связи с чем появляется
необходимость пересчета технологической схемы для режимов работы с
включенной вспомогательной турбиной, и без нее.
В рамках бакалаврской работы [1] были посчитаны режимы работы
технологического оборудования второго контура при подключении
вспомогательной турбины на обводе ЦВД. Для получения зависимостей между
схемами включения вспомогательной турбины и её конструкциями следует
посчитать различные схемы включения дополнительной турбины, и
характеристики ПТУ на различных режимах работы.
Таким образом, целью данной работы является определение зависимостей
между схемами включения вспомогательной турбины и её конструкциями и
нахождение наиболее экономически выгодного варианта использования
турбообвода.
Расчет схемы включения дополнительной турбины на обводе ЦВД
В данном разделе приводится расчет тепловой схемы второго контура с
учетом вспомогательной турбины на обводе ЦВД. Результаты расчетов для
различных схем включения сводятся в таблицы и зависимости, представленные в
последующих разделах.
Методика расчета тепловой схемы основана на методе тепловых балансов
для основных элементов технологической схемы. Для определения
термодинамических характеристик используются уравнения Юзы для воды и
водяного пара, реализованные в пакете Mathcad 2000 Pro.
Алгоритм расчета
Используя результаты расчета вспомогательной турбины и данные проекта
АЭС с ВВЭР-640 [2] составляется расчетная технологическая схема второго
контура энергоблока с учетом подключенной вспомогательной турбины. Схема
представлена на рис.1. и записываются исходные данные для расчета.
[pic]
Рисунок 1. Расчетная тепловая схема ПТУ ВВЭР-640 с дополнительной турбиной
на обводе ЦВД.
Давление перед РК основной турбины и в отборе на турбообвод:
Р0 = 6,87 МПа,
Р00 = 6,87 МПа.
Расход пара через голову основной турбины на номинальной мощности:
D0 = 980 кг/с.
Расход пара через обводную турбину:
Dдоп = 25 кг/с.
Давление пара в конденсаторе:
РК = 4,9 кПа.
Температура пара за промперегревателем:
tПП = 250 oC.
Давления в камерах отбора турбины представлены в табл.1.
Таблица 1. Давления в камерах отбора основной турбины.
|Точка отбора |Обозначение |Давление, МПа |
|За РК основной турбины |Р0’0 |6,52 |
|На ПВД-6 |Р10 |3,07 |
|За первой ступенью С |Рс10 |3,01 |
|На ПВД-5 |Р20 |2,08 |
|К деаэратору |Р30 |1,44 |
|На ПНД-4 |Р40 |0,44 |
|За второй ступенью С |Рс20 |0,42 |
|За ПП на входе в ЦНД |РПП0 |0,41 |
|На ПНД-3 |Р50 |0,20 |
|На ПНД-2 |Р60 |0,099 |
|На ПНД-1 |Р70 |0,05 |
|На выходе ЦНД |РК0 |0,0045 |
КПД для ЦВД и ЦНД основной турбины без учета влажности пара:
(ЦВД сух. = 0,81;
(ЦНД сух. = 0,83.
КПД обводной двухвенечной турбины Кёртиса по данным расчета:
(ДОП. = 0,501.
Зная термодинамические параметры в точках технологической схемы
необходимо построить процесс расширения пара в основной и обводной турбине.
Для этого используются записанные выше исходные данные и hs-диаграмма.
Процесс расширения в hs-диаграмме представлен на рис.2.
Далее рассчитываем расход пара через элементы технологической схемы,
для чего используется метод последовательных итераций. Суть метода
заключается в последовательном вычислении по заданному алгоритму с
последующим повторным вычислением с уточненными значениями исходных
значений. Обычно пяти-шаговая итерация обеспечивает достаточную степень
точности.
[pic]
Рисунок 2. Процесс расширения пара в основной и обводной турбине в hs-
диаграмме.
Для расчета зададимся начальными значениями искомых величин – доли
расходы для номинального режима до (с индексом “0”) и после установки
вспомогательной турбины:
|Элемент схемы |Без доп. турбины |С доп. турбиной |
|Конденсат из ПП ((ПП /(ПП0 ) |0,098 |0,096 |
|На ПВД-6 ((6 /(60 ) |0,052 |0,052 |
|Конденсат из С1((С1 /(С10 ) |0,065 |0,065 |
|На ПВД-5 ((5 / (50 ) |0,027 |0,028 |
|К деаэратору ((Д /(Д0 ) |0,070 |0,073 |
|На ПНД-4 ((4 / (40 ) |0,029 |0,028 |
|Конденсат из С2 ((С2 / (С20 ) |0,037 |0,067 |
|На ПНД-3 ((3 / (30 ) |0,026 |0,024 |
|На ПНД-2 ((2 / (20 ) |0,017 |0,016 |
|На ПНД-1 ((1 / (10 ) |0,042 |0,039 |
Используя начальные значения для расчета, найдем полные расходы через
элементы технологической схемы:
Dосн. = D - (ПП .D – Dдоп.; Dосн.0 = D0 - (ПП0 .D0 – Dдоп.0;
D1ЦВД = Dосн. - (6 .D; D1ЦВД0 = Dосн.0 - (60 .D0;
D1С = D1ЦВД - (С1 .D; D1С0 = D1ЦВД0 - (С10 .D0;
D2ЦВД = D1С - (5 .D; D2ЦВД0 = D1С0 - (50 .D0;
D3ЦВД = D2ЦВД - (Д .D; D3ЦВД0 = D2ЦВД0 - (Д0 .D0;
D4ЦВД = D3ЦВД - (4 .D; D4ЦВД0 = D3ЦВД0 - (40 .D0;
DС2 = D4ЦВД + Dдоп. - (С2 .D; DС20 = D4ЦВД0 - (С20 .D0;
D5ЦНД = DС2 - (3 .D; D5ЦНД0 = DС20 - (30 .D0;
D6ЦНД = D5ЦНД - (2 .D; D6ЦНД = D5ЦНД - (2 .D0;
Энтальпию расширенного пара в точке входа его в основную линию найдём
по формуле для энтальпий смеси:
[pic] кДж/кг.
Используя формулу Стодолы, найдём давления на частичном режиме:
P0’ = P00 . 0,95 = 6,87 . 0,95 = 6,53 МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic]
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic]
[pic] МПа;
[pic]
[pic] МПа.
Расчет температуры пара за промперегревателем произведём исходя из
уравнения теплового баланса в промперегревателе:
K(DC2).(t= DC2. (tПП – ts(PС2)),
где K(DC2) – коэффициент теплопроводности для ПП; (t –
среднелогарифмический перепад температур в ПП; DC2 – расход пара на ПП;
ts(PС2) – температура пара на входе в ПП; tПП – температура пара на выходе
из ПП.
Коэффициент теплопередачи найдём по формуле:
[pic]
[pic] Вт/(м2.К).
Найдем среднелогарифмический перепад температур при номинальном
режиме:
[pic] оС.
Запишем уравнение теплового баланса в ПП для случаев без
вспомогательной турбины и после ее установки. Поделив одно уравнение на
другое, получим следующее равенство:
[pic].
Разрешив это равенство относительно tПП мы найдём температуру пара за
ПП после установки вспомогательной турбины. В результате вычислений
получим:
tПП = 248,2, оС.
Расчет давлений в подогревателях произведём исходя из формулы Стодолы
для частичных режимов:
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа;
[pic] МПа.
Для расчета температур на выходе регенеративных подогревателей
воспользуемся формулой для среднелогарифмического перепада температур и
выразим температуру на выходе элемента как функцию температуры насыщения
при заданном давлении в подогревателе, температуры рабочего тела на входе в
элемент, коэффициента теплопередачи рабочей поверхности подогревателя, её
площади и расхода рабочего тела:
[pic].
Коэффициент теплопередачи определим как функцию от расхода через
подогреватель:
[pic].
Подставляя значения термодинамических величин для соответствующих
элементов регенеративного подогрева функцию температуры на выходе, найдём
температуры на выходе каждого элемента.
tПВД5 = ТВЫХ(Р2’, ts(PД), K(D), 2560, D) = 210,7 оС;
tПВД6 = ТВЫХ(Р1’, tПВД5, K(D), 2560, D) = 231,2 оС;
tОК1 = ТВЫХ(Р7’, ts(PК) + 7, K(D), 990.2, (1 - (ПП - (6 - (5 - (4 - (Д
- (С1 - (С2 - (3 - (2).D) = 79,0 оС;
tОК2 = ТВЫХ(Р6’, tОК1, K(D), 1145, (1 - (ПП - (6 - (5 - (4 - (Д - (С1
- (С2 - (3 - (2).D) = 95,7 оС;
tОК3 = ТВЫХ(Р5’, tОК2, K(D), 1766, (1 - (ПП - (6 - (5 - (4 - (Д - (С1
- (С2).D) =
= 118,7 оС;
tОК4 = ТВЫХ(Р4’, tОК3, K(D), 2091, (1 - (ПП - (6 - (5 - (4 - (Д - (С1
- (С2).D) =
= 146,0 оС.
Далее рассчитываем технологическую схему непосредственно. Для этого
берём начальные данные в соответствии с полученным процессом расширения
пара в hs-диаграмме, записываем систему уравнений для относительных
расходов в контуре и находим её решение методом последовательных итераций:
(а = 0,8;
(а = 1 - (ПП - (6 - (5 - (Д - (4 - (С1;
[pic];
[pic];
[pic];
[pic];
[pic]
[pic];
[pic]
[pic];
(ОК = 1 - (ПП - (6 - (5 - (4 - (Д - (С1 - (С2;
[pic].
После пяти шагов итераций получены следующие результаты:
(а = 0,659 – относительный расход через основной паропровод перед
точкой включения обводной турбины.
(ПП = 0,098;
(С1 = 0,065;
(6 = 0,052;
(5 = 0,027;
(Д = 0,07;
(4 = 0,029;
(ОК = 0,623;
(С2 = 0,037;
ts(PД) = 195;
Для нахождения (3 и (2 воспользуемся методом последовательных итераций
для уравнений теплового баланса регенеративных подогревателей ПНД-2, ПНД-3:
[pic];
[pic];
[pic];
[pic].
В результате вычислений получены следующие значения:
(3 = 0,026;
(2 = 0,017;
[pic].
Подставляя полученные значения в исходные данные, и проводя расчеты
повторно до тех пор, пока окончательные результаты будут мало отличаться от
исходных данных, мы получим истинные значения для термодинамических величин
в точках технологической схемы на новом режиме работы. В этом состоит суть
метода последовательных итераций. Приведенные расчетом результаты являются
окончательными.
Зная относительные расходы через элементы технологической схемы, и
термодинамические величины в точках схемы, мы можем найти мощность ПТУ с
учетом внесенных изменений, а также экономический показатель работы
энергоблока – КПД брутто.
NЦВД = D.[(1 - (ПП - (ДОП).(h0 – h1) + (1 - (ПП - (6 - (С1 -
(ДОП).(hC1 – h2) +
+ (1 - (ПП - (6 - (С1 - (5 - (ДОП).(h2 – h3) + (1 - (ПП - (6 - (С1 -
(5 - (Д –
- (ДОП).(h3 – h4)] = 289,7 МВт.
NЦНД = D.[ (1 - (ПП - (6 - (С1 - (5 - (Д – (С2 - (4).(hПП – h5) + (1 -
(ПП - (6 – (С1 – (5 - (Д – (С2 - (4 - (3).(h5 – h6) + (1 - (ПП - (6 –
(С1 - (5 - (Д – (С2 –
- (4 – (3 - (2).(h6 – h7) + (1 - (ПП - (6 – (С1 - (5 - (Д – (С2 – (4 -
(3 - (2 - (1).
.(h6 – h7) = 326,7 МВт;
NДОП = D.[(ДОП . (h0 – h1K)] = 1005 . [0,025 . (2766 – 2535)] = 5,8
МВт.
Энтальпия питательной воды на входе в ПГ:
hПВ = h(tПВ6, 1,5.Р0).(1 - (ПП) + (ПП . h’(P00) = 997,2 . (1 – 0,098)
+ 0,098 .
. 1261 = 1023 кДж/кг;
Таким образом, теплота, срабатываемая в ПТУ, равна:
QТУ = D .(h’’(P0) – hПВ) = 1005 . (2774 – 1023) = 1760 МВт.
Для оценки изменений в режимах работы введём относительные изменения
мощностей ЦВД, ЦНД и ПТУ в целом.
[pic];
[pic];
[pic].
(БР = 35,4 %
((БР = 0,4 %
Из полученных результатов вычислений видно, что при включении обводной
турбины на обводе ЦВД прирост мощности ПТУ составит 3,7 %, а КПД брутто –
0,4 %. Низкая мощность обводной турбины – следствие её низкого КПД. При
расчете турбины [1] были использованы стандартные профили лопаток, что и
послужило причиной для низкого КПД вспомогательной турбины, поскольку в
данных условиях ступени турбины работают на нерасчетных режимах.
Следовательно, для улучшения экономичности предлагаемой турбины необходима
разработка специальных профилей. Опыт разработки подобных турбин
показывает, что КПД турбины может быть повышен до 0,75 за счет создания
улучшенных профилей с учетом режима работы турбины. Пересчитав схему с
учетом улучшенного КПД обводной турбины, получим следующие результаты:
(NЦВД = -0,015;
(NЦHД = 0,083;
(NT = 0,046;
NT = 627,6 МВт.
(БР = 35,9 %
((БР = 0,9 %
В этом случае экономичность и мощность ПТУ значительно возросли: снизились
потери в ЦВД за счет более глубокого расширения пара в обводной турбине,
возросла её мощность, повысилась мощность установки в целом и КПД брутто
установки. При этом прирост КПД брутто установки относительно начального
значения вырос на 0,9 %, что позволяет сэкономить значительное количество
средств в ходе кампании.
Расчет схемы включения дополнительной турбины на обводе ЧВД
Расчетная тепловая схема представлена на рис.3. Расчет проводится по
аналогичному алгоритму, что и для схемы включения вспомогательной турбины
на обводе ЦВД. Процесс расширения пара в основной и обводной турбине
представлен на рис. 4.
Для данной схемы включения используется одновенечная ступень скорости.
Выбор одновенечной ступени обусловлен следующими условиями: конструкция
турбины должна иметь меньшие габариты для размещения на обводе ЧВД. Этот
вариант ступени скорости имеет больший относительный окружной КПД по
сравнению с предыдущим вариантом [3, с.239]. В то же время одновенечные
ступени скорости имеют максимальные значения (u при U/C0 около 0,5.
Полученная в результате расчета мощность турбины составляет 4,5 МВт,
что меньше мощности двухвенечной ступени. Однако одновенечная турбина
дешевле в изготовлении и эксплуатации.
[pic]
Рисунок 3. Расчетная тепловая схема ПТУ ВВЭР-640 с дополнительной турбиной
на обводе ЧВД.
В результате расчетов получены следующие показатели работы ПТУ на
номинальном режиме:
(NЦВД = 0,019;
(NЦHД = 0,076;
(NT = 0,057;
NT = 634,4 МВт.
(БР = 35,9 %
((БР = 0,9 %
[pic]
Рисунок 4. Процесс расширения пара в основной и обводной турбине в hs-
диаграмме.
При данной схеме включения видно, что суммарная мощность ЦВД
увеличилась на 1,9 %, а прирост мощности ЦНД составил только 7,6 %, что
меньше предыдущего варианта схемы на 0,7 %. Эти изменения являются
следствием следующих причин:
1. При включении доп. турбины на обводе ЦВД в точке включения повышается
давление пара, что приводит к увеличению перепада энтальпий на ЦНД, и
понижению перепада на ЦВД. Как следствие понижается мощность,
вырабатываема в ЦВЦ и повышается мощность ЦНД.
2. При включении доп. турбины на обводе ЧВД точка включения находится между
ЧВД и ЧСД. Следовательно, повышение давления уменьшает перепад энтальпий
на ЧВД и повышает перепад на ЧСД. Суммарное изменение мощности ЧВД и ЧСД
дает прирост мощности ЦВД на 1,9 %. В то же время из-за переноса точки
включения перепад на ЦНД уменьшается, что уменьшает прирост мощности в
этой части турбины, а изменение мощности происходит исключительно за счет
увеличения расхода пара.
Анализ вариантов включения обводной турбины
Полученные в результате расчетов значения запишем в сводную таблицу:
|Величина |Турбина на обводе |
| |ЦВД |ЧВД |
|NДОП, МВт |5,8 |4,5 |
|NЦВД, МВт |292,6 |302,8 |
|NЦНД, МВт |329,2 |327,1 |
|NТ, МВт |627,6 |634,4 |
|( NЦВД, % |-1,5 |1,9 |
|( NЦНД, % |8,3 |7,6 |
|( NТ, % |4,6 |5,7 |
|(БР, % |35,9 |35,9 |
|((БР, % |0,9 |0,9 |
Из таблицы видно, что первый вариант включения доп. турбины менее
экономичный, по сравнению со вторым. Учитывая меньшую стоимость
изготовления и эксплуатации одновенечной турбины, следует отдать
предпочтение второму варианту.
Следует отметить, что полученные результаты являются оценочными и не
могут быть взяты за основу при модернизации. Для получения точных значений
необходимо производить поступенный пересчет основной турбины с учетом
обводной, и таким образом определять точные значения технологических
параметров в каждой точке технологической схемы. В то же время необходим
более тщательный расчет вспомогательной турбины с учетом уникальности
используемых профилей проточной части.
Список использованной литературы
1. Ерёмин Н.Н. Анализ возможностей компенсации различия мощности (эл.)
турбоустановки и реактора на АЭС с ВВЭР-640 // Выпускная работа
бакалавра. – Филиал СПбГТУ в г. Сосновый Бор: кафедра управления ядерными
реакторами, 2000.
2. Атомная электрическая станция нового поколения с реакторной установкой
средней мощности ВВЭР-640: Проект. - СПб.: Атомэнергопроект, 1993.
3. Дейч М.Е., Филиппов Г.А., Лазарев Л.Я. Атлас профилей решеток осевых
турбин. – М.: Машиностроение, 1965. – 96 с., ил.
4. Зверков В.В., Игнатенко Е.И., Волков А.П. Резервы повышения мощности
действующих АЭС с ВВЭР-440. – М.: Энергоатомиздат, 1987. - 80 с., ил.
5. Иванов В.А. Режимы мощных паротурбинных установок. – Л.:
Энергоатомиздат, 1986. – 284с., ил.
6. Иванов В.А. Эксплуатация АЭС: Учебник для вузов. – СПб.:
Энергоатомиздат, 1994. – 384 с., ил.
7. Маргулова Т.Х. Атомные электрические станции. М.: Высшая школа, 1978.
8. Тепловые и атомные электрические станции: Справочник / Под общ. ред.
В.А. Григорьева, В.М. Зорина. – В 4х книгах. – М.: Энергоатомиздат, 1989.
9. Щегляев А.В. Паровые турбины. Теория теплового процесса и конструкция
турбин: Учебник для вузов. В 2х кн. - М.: Энергоатомиздат, 1993.
Реферат на тему: Выбор термообработки для метчиков и плашек изготовленных из стали У10
ВВЕДЕНИЕ .
Метчик - инструмент для нарезания внутренней резьбы -
цилиндрический валик с режущими кромками на конце . Различают ручные и
машинные метчики .
Плашка (круглая нарезная) - инструмент для нарезания (накатывания)
наружной резьбы вручную или на станках . Нарезные плашки бывают круглые
(лерки) , раздвижные (призматические) . Накатные плашки состоят из 2-х
прямоугольных призм или роликов , рабочие части которых имеют профиль ,
противоположный профилю резьбы[1] .
В зависимости от области применения , метчики и плашки
изготавливают из инструментальной углеродистой и быстрорежущей стали .
Для изготовления ручных метчиков и плашек обычно применяют углеродистую
(легированную) инструментальную сталь .
Метчики и плашки ручные применяют для нарезания внутренней и
внешней резьбы вручную , поэтому принимаем скорость резания
незначительно малой . При малых скоростях резания не происходит перегрев
режущего инструмента , что очень существенно при выборе марки стали .
Требования , предъявляемые к материалам изделий : высокая
твёрдость , износостойкость, прочность .
Для изготовления вышеперечисленных изделий предлагается сталь У10
- инструментальная углеродистая высокопрочная нетеплостойкая небольшой
прокаливаемости .
Общие сведения об инструментальных сталях
.
Инструментальными называются углеродистые и легированные стали
высокой твёрдости ( примерно 60-65 HRc ) в режущей кромке , значительно
повышающей твёрдость обрабатываемого материла , а так же высокой
прочностью при некоторой вязкости для предупреждения поломки инструмента
в процессе работы и износостойкостью , необходимой для сохранения
размеров и формы режущей кромки при резании . Именно благодаря этим
свойствам , стали этого класса используются при изготовления различного
инструмента . Чаще всего инструментальные - это заэвтектоидные или
ледебуритные стали , со структурой после закалки и низкого отпуска -
мартенсит и избыточные карбиды .
Все инструментальные стали подразделяются на три группы :
1. нетеплостойкие ( углеродистые и легированные с содержанием легирующих
элементов до 3-4 % ) .
2. полутеплостойкие до 400-500(С , с содержанием углерода до 6-7 % , а
хрома около 4-18 % .
3. теплостойкие до 550-650(С . Это в основном высоколегированные стали
ледебуритного класса , содержащие Cr , W , V , Mo , Co . Их ещё
называют быстрорежущими .
Одной из важнейших характеристик инструментальных сталей является
прокаливаемость . Из всех инструментальных сталей высокой
прокаливаемостью обладают только высоколегированные теплостойкие и
полутеплостойкие стали . Инструментальные стали , которые не обладают
теплостойкостью , делят на две группы :
1. стали небольшой прокаливаемости ( углеродистые ) .
2. стали повышенной прокаливаемости ( легированные ) .
Маркируются инструментальные углеродистые стали буквой “У” ,
следующая за буквой цифра обозначает среднее содержание углерода в
десятых долях процента .
Сталь У10 . Характеристики , структура , термообработка .
Предложенная для изготовления метчиков и плашек сталь У10
относится к углеродистым сталям небольшой прокаливаемости , необладающим
теплостойкостью . Углеродистые инструментальные стали этого класса имеют
небольшую прокаливаемость вследствие неустойчивости переохлаждённого
аустенита . Именно поэтому эти стали применяют для изготовления
инструментов небольших размеров .
Углеродистые стали можно использовать в качестве режущего
инструмента , только тогда , когда процесс резанья происходит при малых
скоростях . Это обусловлено тем , что их высокая твёрдость сильно
снижается при нагреве выше температуры 190-200(С .
Углеродистые стали в исходном состоянии имеют структуру зернистого
перлита, при этом твёрдость их не превышает 170-180 НВ . В этом
состоянии углеродистые стали легко обрабатываются резанием . Температура
закалки углеродистой стали должна быть чуть выше точки Ас1 - 760-780(С ,
но ниже , чем Аст(для того , чтобы в результате закалки получить
мартенситную структуру и сохранить мелкозернистую нерастворённую
структуру вторичного цементита[2] .
Нетеплостойкие стали высокой твёрдости :
|Марка | C | Mn | Si| Cr|Назначение |
|ст. | | | | | |
|У10,У10|0,96-1,|0,17-0,|0,17-0,|( 0,20 |Штампы высадочные и |
|А |03 |33 |33 | |вытяжные , |
|У11А , |1,06-1,|0,17-0,|0,17-0,|( 0,20 |напильники , метчики для|
|У11 |13 |33 |33 | |резания |
|У12А , |1,16-1,|0,17-0,|0,17-0,|( 0,20 |мягких металлов |
|У12 |23 |33 |33 | | |
|У13А , |1,26-1,|0,3-0,6|0,15-0,|0,4-0,7| |
|У13 |4 | |35 | | |
Закалка и отпуск У10 .
По данным Лахтина Ю. М. “Металловедение” , мелкий инструмент ,
такой , например , каким являются метчики и плашки , из стали У10
закаливают в воде или в водных растворах солей , а охлаждают в горячих
средах , то есть применяется ступенчатая закалка .
Отпуск проводят при 150-170(С для сохранения высокой твёрдости (
62-63 HRc).
Общие сведения о ступенчатой закалке:
При ступенчатой закалке изделие охлаждают в закалочной среде ,
температура которой выше , чем мартенситная точка данной стали .
Охлаждение и выдержка в этой среде обеспечивают передачу температуры
закалочной ванны во все точки сечения закаливаемого изделия . После
этого следует окончательное медленное охлаждение . Именно во время этого
охлаждения и происходит закалка - аустенит превращается в мартенсит .
При термической обработке углеродистых инструментальных сталей
(точка М=200-250() температуру ступеньки выбирают около 250(С (для
смесей азотнокислых солей ) , 120-150(С - для щёлочи или смеси
азотнокислых солей , и около 100(С - для 50 % раствора NaOH в воде[3] .
По данным Гуляева А. П. “Термическая обработка стали” принимаем
для стали У10 : ступенчатая закалка в соляной ванне с температурой 160-
170(С (KOH+NaOH) с добавкой воды около 3-5 % . Эти цифры соответствуют
закалке деталей из углеродистой инструментальной стали диаметром 10-15
мм , которые вполне удовлетворяют требованиям , предъявляемым к
назначенным деталям . В том случае , если деталь превышает допустимые
значения ступенчатой закалки , вполне может быть применена закалка с
“подстуживанием” ( закалка в воде с предварительным недолгим охлаждением
на воздухе , Гуляев А. П. “Термическая обработка стали” . ) . Так как
предельные размеры назначенных деталей не заданы , то расчёт проводим с
тем условием , что они не выходят за пределы 10-15 мм , и основным
способом закалки изделий остаётся первый .
Значения закалки , нагрева и отпуска для изделий из стали У10 :
(нагрев- 760-780(С)
|Твёрд. в |Закалка , (С|Охл. Среда |Отпуск , (С |Получ. твёрд|
|исх. сост. | | | |. |
|170-180 НВ | 160-170 |KOH+NaOH+H2O| 150-170 |62-63 HRc |
| | |(4%) | | |
Твёрдость изделия до и после закалки . Структуры стали .
| Величина |До |После |
| |термообработ|термообраб. |
| |. | |
|Твёрдость |170-180 НВ |62-63 HRc |
|Структура |зернистый |мартенсит и |
| |перлит |карб . |
Общие сведения о процессах , происходящих при закалке стали У10.
В исходном (отожженном) состоянии сталь У10 имеет структуру
зернистого перлита ( Fe(+Fe3C ). При нагреве её до температуры 760-780(С
получаем структуру аустенита и цементита первичного ( Fe(+Fe3C ) .
Происходит перестройка кристаллической решётки железа - кубическая
объёмноцентрированная решётка переходит в гранецентрированную .
- атом углерода . - атом железа .
Рис.1 с
с
а
а
с/a
( 1
О. Ц. К. (Fe() a=2,8 A( (с/а=1) Г. Ц. К. (Fe() a=3,6 A( О.
Ц. К. тетрагональная
При переохлаждении аустенита Г. Ц. К. решётка становится
неустойчивой . Несмотря на то , что скорость диффузии при низких
температурах мала , происходит
обратное перестроение кристаллической решётки без выделения углерода
(бездиффузионный процесс) . То есть процесс , показанный на рис. 1 идёт
в обратном направлении : Г. Ц. К. О. Ц. К. ( большая степень
тетрагональности ).
При малых температурах скорость диффузии мала , следовательно
превращение идёт очень быстро . Атом углерода не может выйти из
кристаллической решётки и вытягивает её в объёмноцентрированную .
Fe((C) Fe((C) ( Ау
М)
Так как процесс бездиффузионный , концентрация углерода в
мартенсите будет такая же , как и в аустените .
Процесс кинетикоматренситного превращения протекает не до конца.
При фактическом окончании процесса ещё остаётся некоторое количество
остаточного аустенита ( Аост.) . Остаточный аустенит снижает твёрдость
стали[4] .
Рис. 2
Аат Аост. На температуру начала и конца мартенситного
превращения влияет состав стали , в частности
содержание углерода.
Мн 20(С Мк
T,(C Рис. 3
C увеличением концентрации углерода температура
начала мартенситного превращения понижается , а
температура конца мартенситного превращения при концентрации
углерода более 0,4 % переходит в
Мн область отрицательных температур .
0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 %C
Мк
Бездиффузионное мартенситное превращение.
Т,(С Рис. 4 Vкр. =( А1 - tm )/(m
A1 - 727(C
(m - температура у изгиба С-образной кривой
tm - время
Vкр.
lg(()
Типичным в кинетикомартенситном превращении является следующее :
1. превращение происходит в интервале температур Мн - Мк .
2. превращение протекает путём образования всё новых и новых кристаллов
мартенсита , а не роста ранее образовавшихся .
Рис. 5
Зерно аустенита :
1. до нагрева ,
2. после нагрева.
1. А 2.) М + А
Игла мартенсита сжимает зёрна аустенита .
3.) превращение протекает при условии непрерывного снижения температур .
4. превращение протекает не до конца . При фактическом завершении
превращения ещё остаётся некоторое количество остаточного
аустенита .
Тетрагональность мартенсита объясняется наличием в кристаллической
решётке углерода , она прямопропорциональна содержанию углерода .
При выбранном режиме закалки ( нагрев до 760(С с последующим
ступенчатым охлаждением ( 160(С ) в соляной ванне KOH+NaOH+H2O(3-5 %) )
получаем структуру мартенсит закалки + аустенит остаточный + карбиды
(М+Аост.+Fe3C ) , твёрдость изделия - (56)[5] - 62 HRc .
* Прим.: при данном режиме закалки значительно увеличивается твёрдость и
прочность изделия в результате изменения структуры материала ( стали У10
) , хотя остаточный аустенит твёрдость снижает .
Необходимо добавить так же , что при нагреве под закалку на 760(С
и выше в изделиях из стали У10 появляются трещины при закалке в воде .
Ступенчатая закалка значительно уберегает изделия от появления трещин .
Это связано с тем , что более медленное охлаждение при ступенчатой
закалке значительно расширяет безопасный интервал температур нагрева под
закалку[6] .
T, (C
840
810
780
750
HRc Рис. 6
65 60 55 80 70 60 50
40 30 20
Твёрдость , HRc Образцы с трещинами , %
Ещё один плюс в пользу ступенчатой закалки в водном растворе солей
- это то , что при закалке в масле изделие не будет иметь необходимую
твёрдость , а лишь только закалка в масле может ещё заменить ступенчатую
закалку без потерь на качестве изделий и потерь на браке ( образование
трещин при закалке ) . Поэтому окончательно предлагается ступенчатая
закалка в водном растворе солей с указанными выше параметрами .
Общие сведения о процессах , происходящих при отпуске стали У10.
В закалённой стали тетрагональность мартенсита и внутренние
напряжения создают значительную хрупкость , поэтому после закалки
необходимо применить отпуск.
Операция отпуска заключается в нагреве закалённой стали ниже точки
Ас1 , выдержке её при заданной температуре с последующим охлаждением в
воде или на воздухе . Целью отпуска является снятие внутренних
напряжений после закалки и получение требуемых механических свойств .
Отпуск делится на три вида :
1. нагрев до 200(С - низкий отпуск - применяется для снятия внутренних
напряжений ( структура : мартенсит отпущенный ) .
2. нагрев на 350(- 500(С - средний отпуск - повышает пластичность (
структура : мелкозернистая ферритно-цементитная смесь - троостит ) .
3. нагрев (500(С - высокий отпуск - возрастает удельная вязкость ,
следовательно падает прочность .
После закалки имеем структуру М + Аост. . После отпуска получаем
структуру с наибольшим удельным объёмом мартенсита и наименьшим удельным
объёмом аустенита остаточного .
Очевидно , что в результате изменения удельного объёма ведёт к
удлинению образца . Нагрев способствует выделению углерода из исходной
структуры в виде карбидной фазы Fe2C - (-карбида , имеющего
гексагональную кристаллическую решётку . Вследствие этого концентрация
углерода в начальной структуре начинает уменьшаться , а степень
тетрагональности стремиться к единице .
(-карбид - это гетерогенная смесь Fe( и необособившихся частиц
карбидов . Всё это вместе составляет когерентно связанную
кристаллическую решётку .
Для метчиков из стали У10 выбираем отпуск при 180(С с последующим
охлаждением в воде - низкий отпуск (Лахтин Ю. М. “Материаловедение”).
Низкий отпуск наряду с увеличением твёрдости , избавляет изделие от
внутренних напряжений закалки , что необходимо в данном случае для
повышения износостойкости изделия .
При нагреве до 200(С происходит первое превращение при отпуске -
мартенсит закалочный превращается в мартенсит отпущенный .
Для плашек из стали У10 картина с отпуском обстоит несколько иначе
. По специфике своего применения , плашки , наряду с высокой твёрдостью
и износостойкостью , должны обладать немного большей пластичностью , чем
метчики . Это обусловлено тем , что плашки применяются для наружной
нарезки резьбы и при излишней твёрдости могут “крошить” поверхность
заготовки . Поэтому для плашек рекомендуется применять отпуск при
температуре 220(-240(С[7] - более высокой температуре , чем отпуск для
метчиков . Полученная в результате отпуска твёрдость изделия будет
равной 59-60 HRc .
Окончательно принимаем для плашек из стали У10 низкий отпуск при
230(С со структурой после отпуска - мартенсит отпущенный .
ВЫВОДЫ из проделанной работы .
В результате назначенной термообработки - ступенчатая закалка при
170(С в соляной ванне с последующим отпуском при 180(С ( 230(С для
плашек ) и охлаждении изделия в воде - достигнуты следующие результаты
:
1. твёрдость после термообработки - 62-63 HRc.(59-61 HRc для плашек )
2. увеличение прочности и износостойкости .
3. структура из зернистого перлита трансформировалась в мартенсит
отпущенный .
Вывод : изделия из стали У10 , прошедшие термообработку ,
полностью соответствуют предъявляемым к ним требованиям ( высокая
твёрдость , износостойкость , прочность ) .
Возможная замена : сталь У9 так же относится к классу
инструментальных сталей . Её состав и микроструктура схожи с составом и
микроструктурой стали У10, при назначенной термообработке её твёрдость
окажется равной 62 HRc , к тому же прочность и износостойкость
увеличатся , образование трещин при закалке незначительно ( по сравнению
со сталью У10 при предлагаемом режиме термообработки ) . Следовательно ,
при изготовлении метчиков и плашек для ручной резки возможна замена
стали У10 на сталь У9 без потерь на качестве изделий .
|Название |Матери| Режим закалки |Режим отпуска |Получ |
|изделия |ал | | |твёрдость |
|Метчик |У10 |нагр. до 760(С с|180(С , в воде|62-63 HRc |
| | |послед. | | |
|Плашка |У10 |зак. в NaOH+KOH |230(C , в воде|59-61 HRc |
| | |(160(C) | | |
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ .
1. Геллер Ю. А. “Материаловедение”.
2. Гуляев А. П. “Металловедение” .
3. Гуляев А. П. “Термическая обработка стали” .
4. Лахтин Ю. М. “Материаловедение” .
-----------------------
[1] Данные : “Советский энциклопедический словарь” .
[2] По данным Лахтина Ю. М. “Материаловедение” .
[3] Гуляев А. П. “ Термическая обработка стали ”.
[4] Материал подобран на основе лекций .
[5] Поданным лабораторной работы №7.
[6] Гуляев А. П. “Термическая обработка стали” .
[7] По данным А. П. Гуляев “Металловедение” .
| |
