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Erstellung des Pflichtenhefts und Entwurf einer multifunktionalen Kupplung für den Geothermie-Sonden-Baukasten (ZWERG) Bachelorarbeit für die Prüfung zum Bachelor of Engineering (B.Eng.) in Mechatronik des Studiengangs Mechatronik an der Dualen Hochschule Baden-Württemberg Karlsruhe von Roland Lohrer Bearbeitungszeitraum: 22.06.2009 - 18.09.2009 Matrikelnummer: 142156 Kurs: TMT06B Betreuer und 1. Prüfer: Dr.-Ing. Jörg Isele 2. Prüfer: Rudolf Wildberger

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Erstellung des Pflichtenhefts und Entwurf

einer multifunktionalen Kupplung für den

Geothermie-Sonden-Baukasten (ZWERG)

Bachelorarbeit

für die Prüfung zum

Bachelor of Engineering (B.Eng.) in Mechatronik

des Studiengangs Mechatronik an der Dualen Hochschule Baden-Württemberg Karlsruhe

von

Roland Lohrer

Bearbeitungszeitraum: 22.06.2009 - 18.09.2009 Matrikelnummer: 142156 Kurs: TMT06B Betreuer und 1. Prüfer: Dr.-Ing. Jörg Isele 2. Prüfer: Rudolf Wildberger

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Forschungszentrum Karlsruhe in der Helmholtz-Gemeinschaft

Institut für Angewandte Informatik Leiter: Prof . Dr .- Ing . habil. G. Bretthauer

Bachelorarbeit

Erstellung des Pflichtenhefts und Entwurf einer multifunktionalen Kupplung für den

Geothermie-Sonden-Baukasten (ZWERG)

Bearbeiter: Roland Lohrer

Betreuer: Dr.-Ing. Jörg Isele Institut für Angewandte Informatik Forschungszentrum Karlsruhe

Bearbeitungszeit: 22.6.2009-18.9.2009

Das Institut für Angewandte Informatik des Forschungszentrums Karlsruhe beab-sichtigt in den kommenden Jahren einen Baukasten (ZWERG) für die rasche Reali-sierung von neuen und innovativen Bohrlochsonden für den Einsatz in Bohrlöchern für die Geothermie zu entwickeln. Eine Herausforderung sind neben hohen Drücken auch die hohen Temperaturen in den tiefen Bohrlöchern.

Die mit dem Baukastensystem entwickelten Module sollen in beliebiger Reihenfolge aneinandergekoppelt werden können. Dazu muss eine mechanische Standard-schnittstelle geschaffen werden, die neben hohen Zugkräften elektrische Energie und Bussignale für die Steuerung überträgt. Da beabsichtigt ist, Module zu entwickeln, die andere Module kühlen, muss die Schnittstelle auch Vor- und Rücklauf eines Kühlkreises verbinden. Ferner sind in die Kupplungselemente solche Funktionen zu integrieren, die voraussichtlich von allen Modulen benötigt werden. Dies könnte z.B. ein Druckausgleichselement zwischen dem Modulinnendruck und dem Flüssigkeitsdruck im Bohrloch sein.

In der Arbeit sind folgende Fragestellungen zu untersuchen: 1. AROBIS-Kupplung: Studium der Lösung eines vorangegangenen Projekts. 2. Mechanische Randbedingungen: Kraftübertragung, Abdichtungen etc. 3. Energieübertragung: bereitgestellte Spannungen und Leistungsbedarf etc. 4. Signalleitungen: Bussysteme, Videoübertragung, Stecker etc. 5. Kühlkreislauf: notwendiger Querschnitt, Steckverbinder etc. 6. Pflichtenheft: Formulierung und Ergänzung um Standardaufgaben. 7. Entwürfe: Skizzen unterschiedlicher Lösungsansätze. 8. Auswahl: Nachvollziehbare Entscheidungsfindung, z.B. mit einer

Nutzwertanalyse. 9. Konstruktion: 3D-Modellierung der Lösung und Anfertigung von

Fertigungszeichnungen. 10. Dokumentation: Die Ergebnisse werden dokumentiert. 11. Präsentation: Die Arbeit wird vor interessierten Kollegen vorgestellt.

Dr.-Ing. J. Isele

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Erklärung:

Hiermit versichere ich, die vorliegende Bachelorarbeit selbstständig verfasst und keine

anderen als die angegebenen Quellen und Hilfsmittel verwendet.

Ort Datum Unterschrift

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Inhaltsverzeichnis

1 Einleitung ............................................................................................................. 3

1.2 Forschungszentrum Karlsruhe - FZK .............................................................. 3

1.2 Karlsruhe Institute of Technology - KIT .......................................................... 3

1.3 Institut für Angewandte Informatik - IAI ........................................................... 4

1.4 Ziel der Bachelorarbeit ................................................................................... 4

2 Einführung in die Geothermie ............................................................................ 5

2.1 Einleitung ....................................................................................................... 5

2.2 Geothermische Energie .................................................................................. 7

2.2.1 Hydrothermale Lagerstätten .................................................................... 8

2.2.2 Petrothermale Lagerstätten ....................................................................10

2.3 Tiefbohranlage ..............................................................................................12

2.4 Bohrtechnik ...................................................................................................14

3 ZWERG ................................................................................................................16

3.1 Projektbeschreibung .....................................................................................16

3.2 Aktueller Stand ..............................................................................................17

4 Die Kupplung – Vorüberlegungen .....................................................................18

4.1 Geometrie der Sonde ....................................................................................18

4.2 Sondengewicht .............................................................................................19

4.3 Stromversorgung und Signalübertragung ......................................................20

4.3.1 Leistungberechnung ...............................................................................20

4.3.2 Signalübertragung ..................................................................................22

4.4 Kühlkreislauf und Spülungsmöglichkeit .........................................................23

4.5 Betriebsumgebung ........................................................................................23

5 Die Kupplung – Pflichtenheft ............................................................................24

5.1 MUSS-Kriterien .............................................................................................24

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5.2 KANN-Kriterien .............................................................................................25

6 Die Kupplung – Konstruktion ............................................................................26

6.1 Materialauswahl ............................................................................................26

6.2 Auswahl der elektrischen Schnittstellen ........................................................27

6.2.1 Steckerauswahl für die Stromversorgung ....................................................27

6.2.2 Steckerauswahl für die Signalübertragung ..................................................28

6.3 Modellierung der Kupplungshälfte 1 ..............................................................29

6.4 Modellierung der Kupplungshälfte 2 ..............................................................32

6.4.1 Schraubenberechnung ................................................................................32

6.5 Modellierung der Überwurfmutter ..................................................................31

6.6 Modellierung der der Stecker-Halterungen ....................................................35

6.7 Auswahl der hydraulischen Schnittstellen .....................................................36

6.9 Realisierung der KANN-Kriterien ...................................................................37

6.9.1 Modellierung eines Entlüftungs- und Füllelementes ...............................37

6.10 CAD-Modelle der Kupplung ...........................................................................38

6.10.1 Maße der Kupplung ................................................................................38

7 Zusammenfassung und Ausblick .....................................................................41

7.1 Zusammenfassung ........................................................................................41

7.2 Ausblick ........................................................................................................41

Anhang .......................................................................................................................42

I Literaturverzeichnis ...........................................................................................43

II Abbildungsverzeichnis ......................................................................................45

III Symbolverzeichnis .............................................................................................47

IV Konstruktionszeichnungen ...............................................................................49

V Datenblätter ........................................................................................................60

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1 EINLEITUNG

1.2 FORSCHUNGSZENTRUM KARLSRUHE - FZK

Mit über 3800 Beschäftigten und einem Budget von mehr als 300 Mio. € ist das

Forschungszentrum Karlsruhe eine der größten natur- und ingenieurwissenschaftlichen

Forschungseinrichtungen in Europa (siehe Abbildung 1). Getragen wird es mit einem

Anteil von 90% von der Bundesrepublik Deutschland und vom Land Baden-

Württemberg, welches die restlichen Anteile besitzt [FZK].

Das FZK ist in folgende Forschungsbereiche gegliedert, die wiederum in insgesamt 11

Programme geteilt werden:

Struktur der Materie

Erde und Umwelt

Energie

Schlüsseltechnologien

1.2 KARLSRUHE INSTITUTE OF TECHNOLOGY - KIT

Mit der Gründung des Karlsruhe Institute of Technology (KIT) hat sich das

Forschungszentrum Karlsruhe als Großforschungseinrichtung mit der Universität

Karlsruhe zusammengeschlossen. Hierdurch erhofft man sich Synergieeffekte und eine

engere Verzahnung von Wissenschaft, Lehre und Wirtschaft. Angelehnt an das

Massachusetts Institute of Technology (MIT), hat KIT den Anspruch in ausgewählten

Forschungsgebieten ein weltweit führendes Forschungszentrum zu werden [FZK].

Abbildung 1: Luftbild Forschungszentrum Karlsruhe

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1.3 INSTITUT FÜR ANGEWANDTE INFORMATIK - IAI

Das Institut für Angewandte Informatik ist eines von 23 Instituten im

Forschungszentrum Karlsruhe. Es betreibt Forschung und Entwicklung auf dem Gebiet

innovativer, anwendungsorientierter Informations-, Automatisierungs- sowie

Systemtechnik [FZK].

Seid kurzer Zeit arbeiten hier Arbeitsgruppen im Bereich der erneuerbaren Energien,

vor allem der Geothermie. Neben der Entwicklung von semantischen Datenmodellen

im Bereich der Geothermie, wird in den nächsten Jahren auch ein modulares

Baukastensystem für Bohrlochsonden entwickelt. Das Projekt befindet sich im Moment

jedoch erst in einem frühen Stadium.

1.4 ZIEL DER BACHELORARBEIT

Diese Bachelorarbeit befasst sich mit einem zu entwickelnden Kupplungselement,

welches Sondenmodule miteinander verbindet und diesen Schnittstellen, wie

Stromversorgung, Kühlkreislauf etc. zur Verfügung stellt. Die Arbeit teilt sich in

folgende Abschnitte:

Vorüberlegungen (Kapitel 4):

Zum Zeitpunkt dieser Bachelorarbeit sind, mit Ausnahme einer parallel laufenden

Arbeit, noch keine Vorarbeiten zum Projekt vorhanden. Für die Entwicklung der

Kupplung sind jedoch wichtige Parameter wie z.B. die maximale Sondenlänge und

damit auch das Gewicht der Sonde noch nicht bestimmt worden. Zur Berechnung der

maximalen Belastbarkeit des Bauteils, müssen diese Parameter nach bestimmten

Kriterien abgeschätzt werden.

Pflichtenheft (Kapitel 5):

Nach Bestimmung aller Einflussfaktoren und Parameter, wird das Pflichtenheft

formuliert. Hier werden Vorgaben für die anschließende Konstruktion des Bauteils

definiert.

Modellierung und Konstruktion (Kapitel 6):

Zuletzt wird soll die Kupplung, nach den Vorgaben des Pflichtenheftes, modelliert und

konstruiert.

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2 EINFÜHRUNG IN DIE GEOTHERMIE

2.1 EINLEITUNG

Die Weltbevölkerung und damit der weltweite Energiebedarf, sind in den letzten Jahren

drastisch gestiegen. Zur Energieerzeugung werden dabei hauptsächlich fossile Träger

wie Erdöl, Erdgas, Stein- und sowie Braunkohle verwendet. Diese jedoch werden

mittelfristig erschöpft sein.

Das Schweizer Bundesamt für Energie geht bei Erdöl z.B. von einem Fördermaximum

zwischen den Jahren 2010 und 2030 aus. Danach sinkt die Fördermenge und das

Erdöl wird dementsprechend teurer. Sollten keine neuen Reserven gefunden werden,

was nicht unwahrscheinlich ist, geht man von einer Erschöpfung des Erdöls in etwa 40

Jahren aus [BFE]. Trotzdem werden die fossilen Vorkommen früher oder später

ausgeschöpft.

Weiter, spricht die Belastung der Umwelt, durch die Verwendung der fossilen

Rohstoffe, gegen deren Nutzung. Bei der Erzeugung von elektrischer Energie durch

fossile Rohstoffe wird Kohlenstoffdioxid CO2 ausgestoßen. Kohlenstoffdioxid ist ein

Treibhausgas. Treibhausgase in der Atmosphäre, wie Kohlenstoffdioxid und auch

Wasserdampf, verhalten sich transparent für kurzwellige Strahlung, wie die der Sonne.

Dadurch erwärmt sich die Erdoberfläche und emittiert Wärmestrahlung (langwelliges

Infrarot). Diese wird jedoch in der Atmosphäre durch die Gasteilchen teilweise

zurückreflektiert. Es stellt sich ein Gleichgewicht ein, das für lebenswerte Umstände

auf der Erde sorgt [WWF]. Durch hohe Emissionen von Kohlenstoffdioxid, gerät dieser

natürliche Treibhauseffekt aus dem Gleichgewicht. Die Erdoberfläche erwärmt sich.

Diese zusätzliche Erwärmung beeinflusst das Klima sehr und führt zu einem

Klimawandel, der jetzt schon zu beobachten ist. Klimaexperten sehen einen

Zusammenhang zwischen Naturkatastrophen, wie Überschwemmungen oder auch

extreme Dürren, und dem Klimawandel. Aus diesem Grund hat sich z.B. die

Bundesrepublik Deutschland zum Ziel gesetzt, die Treibhausgasemissionen, bis zum

Jahr 2020, um 40% zum Jahr 1990 zu verringern [BMU].

Neben den endlich vorhandenen fossilen Energieträgern, ist auch eine fast CO2-freie

Energieerzeugung mittels Kernkraft möglich. Jedoch gibt es auch hier große

Bedenken, hinsichtlich der Sicherheit in Kernkraftwerken, sowie der Lagerung von

radioaktiven Brennstäben nach deren Nutzung.

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Wesentlich nachhaltiger dagegen sind die sogenannten regenerativen und

Erneuerbaren Energien. Zu diesen zählt z.B. die Windkraft, Solarenergie, Energie aus

Biomasse und auch die Energie aus der Erwärme, die sogenannten Geothermie. Diese

sind umweltfreundlich, nachhaltig und haben ein großes Potenzial, sich mittel- und

langfristig gegen die fossilen Energieträger und der Kernkraft durchzusetzen.

Momentan jedoch, tragen diese mit 7,4 % noch recht wenig zur Energieerzeugung in

Deutschland bei (siehe Abbildung 2). Aus diesem Grund werden sie auch von der

Bundesregierung gefördert. Ein Beispiel ist das „Erneuerbare-Energien-Gesetz EGG“.

Es garantiert eine feste Vergütung, für produzierten Strom aus Erneuerbaren Energien,

für mehrere Jahre und fördert somit Investitionen in diese Technologien.

Abbildung 2: Anteile der Energieträger am Primärenergieverbrauch 2008 - gesamt 478 Mio. t SKE (Vorjahr in Klammern)

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2.2 GEOTHERMISCHE ENERGIE

Als Geothermie wird die unter der Erdoberfläche als Erdwärme gespeicherte, Energie

bezeichnet. Sie gilt als zukunftsträchtige erneuerbare Energie mit großem Potenzial.

Schon vor Jahrhunderten erkannten Bergleute, dass es immer wärmer wurde, je tiefer

sie in der Erde gruben. Alleine die ersten 10 km Erdkruste enthalten eine Energie von

etwa 1.000.000 EJ (Exajoule), im Vergleich zum aktuellen Weltenergieverbrauch im

Jahr 2005, von etwa 500 EJ. Dies verdeutlicht das enorme Potenzial der Energie aus

der Erde. Der Ursprung dieser Energiemengen hat verschiedene Gründe. Ein Teil der

Energie geht auf die Entstehung der Erde vor Milliarden von Jahren zurück. Durch eine

Vielzahl von Kollisionen, sowie der Verdichtung von Materie, wurde Energie, in Form

von Wärme, im Erdinneren gespeichert. Im Laufe der Zeit kühlte die Erde ab; ein

großer Teil der Erdwärme ist jedoch immer noch erhalten. Zusätzlich zu dieser

Energie, entsteht der Großteil der Erdwärme, durch Zerfall von radioaktivem,

langlebigem Material im Erdinneren.

Durch die Temperaturdifferenz vom Erdkern mit 6700 °C zur Erdoberfläche mit

durchschnittlich 15 °C, entsteht ein Wärmestrom in Richtung Oberfläche. Die mittlere

Wärmestromdichte beträgt dabei 65 mW/m2. Damit ergibt sich der sogenannte mittlere

geothermische Gradient von 3 °C pro 100 m. Mit diesem, in der Geothermie wichtigen

Wert, lässt sich die Temperatur in einer bestimmten Tiefe schätzen. In vulkanisch

aktiven Gebieten kann der Gradient sogar auf bis zu 20 °C pro 100 m wachsen. Diese

Energie in der Tiefe der Erde kann an der Oberfläche thermisch und auch elektrisch

genutzt werden. Dazu muss die Wärme an die Oberfläche transportiert werden. Hierbei

wird zwischen petrothermalen und hydrothermalen Lagerstätten unterschieden [GEO].

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2.2.1 HYDROTHERMALE LAGERSTÄTTEN

Die hydrothermale Geothermie setzt wasserführende Gesteinsschichten voraus. Diese

Wasserreservoire, Aquifere genannt, liegen in 800 – 3500 m Tiefe und können zur

Erzeugung von Elektrizität und Wärme verwendet werden. Zur Erschließung eines

Reservoirs wird eine Förderbohrung benötigt. Aufgrund der Nachhaltigkeit, ist meist

eine zweite Bohrung, zur Reinjizierung des geförderten natürlichen Thermalwassers,

vorhanden. Abbildung 3 zeigt Gebiete in Deutschland, die hydrothermales Potenzial

besitzen. Besonders im Norddeutschen Becken in Norddeutschland kann von

Thermalwasser ausgegangen werden. Hier steht auch das erste hydrothermale

Kraftwerk Deutschlands in Neustadt-Glewe, welches neben Wärme auch Strom

produzieren kann. Der Oberrheingraben besitzt ebenso ein hohes hydrothermales

Abbildung 3: Hydrothermales Potenzial in Deutschland

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Potenzial. Seit November 2007 steht in Landau/Pfalz ein Geothermiekraftwerk. Hier

wird Elektrizität erstmals industriell hergestellt. Landau liegt in einem Gebiet, bei dem

schon in 2500 m Tiefe etwa 160 °C heißes Thermalwasser vorzufinden ist (siehe

Abbildung 4).

An der Oberfläche wird das 160 °C heiße Thermalwasser zur Erzeugung von

Elektrizität verwendet. Dabei kühlt es auf 70 – 80 °C ab. Mit diesem, immer noch sehr

„warmen“ Wasser, wird die Wärme in ein Fernwärmenetz gespeist. Mit etwa 50 °C wird

es schließlich wieder in die Erde injiziert, um die Regenerationsfähigkeit des

Thermalwasserreservoirs zu gewährleisten. Zur Stromerzeugung werden Turbinen

verwendet. Dabei bedient man sich dem Organic-Rakine-Cycle-Verfahren (ORC). Der

Dampfdruck des Thermalwassers bei 160 °C reicht nicht aus, um Turbinen hinreichend

anzutreiben. Deshalb wird die Wärme des Wassers, über einen Wärmetauscher, an

einen Sekundärkreislauf übertragen. Hierfür wird ein organisches Arbeitsmittel

verwendet, welches einen höheren Dampfdruck besitzt und somit Turbinen schon bei

niedrigerer Temperatur antreiben kann. Als Arbeitsmedium wird im Kraftwerk Landau

Isopentan verwendet [HYD].

Abbildung 4: Temperaturanstieg in der Bohrungen in Landau

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2.2.2 PETROTHERMALE LAGERSTÄTTEN

Unter petrothermalen Lagerstätten, versteht man heißes Gestein, dem die Erdwärme

entzogen werden kann. In diesem wenig durchlässigen Gestein, kann kein

Thermalwasser zirkulieren. Um die Wärme an die Oberfläche transportieren zu

können, müssen in diesen Erdschichten zuvor Risse gebildet werden, durch die

Wasser zirkulieren kann. Das Gestein funktioniert anschließend wie ein

überdimensionaler Wärmetauscher, bei dem in die Tiefe gebrachtes Wasser erwärmt

und anschließend heiß wieder an die Oberfläche, zur Weiternutzung gefördert wird.

Solche Systeme werden Enhanced Geothermal Systems (EGS) genannt. Das

Verfahren um Gestein in der Tiefe aufzuweiten, falls Gestein nicht durchlässig und

porös genug ist, wird als Hot-Dry-Rock (HDR) bezeichnet. Die heißen Schichten

werden dabei über zwei oder mehrere Bohrungen erschlossen, meist in einer Tiefe

zwischen 3000 und 5000 m. Wasser wird nun unter hohem Druck in die Bohrungen

gepresst. Durch diese Stimulation, weitet sich das Gestein, es bilden sich Risse und

Wasserwege zwischen den Bohrungen entstehen. Ebenso ist auch möglich, das

Gestein chemisch zu stimulieren und vorhandene kleine Klüfte auf zu weiten.

Anschließend wird eine Bohrung als Injektionsbohrung verwendet. Wasser wird in nun

das durchlässige Gestein gepumpt. Dort gibt dieses Wärme an das Wasser ab. Durch

die anderen Bohrungen, wird das nun heiße Wasser wieder an die Oberfläche

gefördert (siehe Abbildung 5).

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Das erste europäische Projekt, welches mit der HDR-Technologie arbeitet, steht in

Soultz-sous-Forêts im Elsass. In 5000 m Tiefe wird hier 175 °C heißes Wasser

gefördert. In dieser Tiefe sind die Injektions- und die Förderbohrung ca. 600 m

voneinander entfernt. Seit Juni 2008 wird das Kraftwerk am Netz betrieben. Hier die

technischen Daten der Anlage [HDR]:

Volumen geologischer Wärmetauscher: 2 – 3 km3

Geförderte Wassermenge: 35 l/s

Geförderte Wärme: 13 MWth

Temperatur gefördertes Wasser: 175 °C

Temperatur reinjiziertes Wasser: 70 °C

Stromproduktion brutto: 2,1 MW

Abbildung 5: Hot Dry Rock Verfahren (HDR)

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Eigenverbrauch Strom des Werks: 0,6 MW

Stromproduktion netto: 1,5 MW

Im Gegensatz zur hydrothermalen Geothermie können Projekte mit dem HDR-

Verfahren ortsunabhängig geplant werden, da Wasseraquifere nicht benötigt werden.

2.3 TIEFBOHRANLAGE

Zur Erschließung, von heißen Wasserreservoiren in bis zu 3000 m Tiefe, bei der

hydrothermalen Geothermie und von noch tieferen, heißen Gesteinsschichten, bei

Enhanced Geothermal Systems, werden Tiefbohranlagen eingesetzt. Eine Bohranlage

muss verschiedene Aufgaben erfüllen. Neben dem eigentlichen Bohren, muss das

erbohrte Gestein an die Oberfläche transportiert werden. Ebenso soll das Bohrloch

gegen den Gebirgsdruck und einem denkbaren Einsturz gesichert werden.

Tiefbohranlagen sind meist standardisiert und bestehen aus mehreren Elementen.

Abbildung 6 zeigt den schematischen Aufbau einer Bohranlage. Zu den

Hauptkomponenten, des oberirdischen Teils, zählen der Bohrmast samt Hebesystem

und Flaschenzug, ein Pipe-Handler, ein Unterbau mit Drehtisch und sowie ein

Spülkreislauf.

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Abbildung 6: Schematische Darstellung einer Tiefbohranlage

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2.4 BOHRTECHNIK

Die Komponenten, des unterirdischen Teils einer Bohranlage, sind der Bohrstrang und

das Bohrwerkzeug. Ein Bohrstrang selbst besteht aus mehreren Komponenten:

Das Bohrgestänge besteht aus etwa 9 m langen miteinander verschraubten

Stahlrohren. Sie leiten ein Drehmoment, vom oberirdischen Antrieb, an das

Bohrwerkzeug.

Beim Rotary-Bohrverfahren ist die Mitnehmerstange der oberste Teil des

Bohrstranges. Sie ist am Flaschenzug der Bohranlage befestigt und besitzt einen

quadratischen Querschnitt. Damit kann der Drehtisch ein Drehmoment formschlüssig

auf das, unter der Mitnehmerstange befestigte, Bohrgestänge übertragen. Die

Mitnehmerstange ist im Drehtisch axial verschiebbar.

Anders als beim konventionellen Rotary-Verfahren, erfolgt die

Drehmomentübertragung heutzutage jedoch über den sogenannten Top-Drive. Beim

Rotary-Verfahren muss, bei der Erweiterung des Bohrstranges, zuerst die eckige

Mitnehmerstange entfernt, eine neue Bohrstange montiert und die eckige

Mitnehmerstange wieder befestigt werden. Ein Top-Drive-Antrieb jedoch sitzt am

Flaschenzug oben im Bohrturm und überträgt das Drehmoment kraftschlüssig direkt

auf das Bohrgestänge, ohne Verwendung der Mitnehmerstange. Hier kann der Mast

bis zu drei Bohrstangen auf einmal aufnehmen. Damit reduziert sich der Zeitaufwand,

beim Einbau und Wechsel von Bohrstangen, deutlich.

Weitere Elemente, wie Stabilisatoren oder Stoßdämpfer, sitzen im unteren Teil des

Bohrstranges und sorgen für einen kontrollierten Bohrvorgang.

Damit das Bohrwerkzeug einen definierten Druck auf das Gestein ausüben kann,

befinden sich sogenannte Schwerstangen über dem Werkzeug. Zusätzlich halten diese

den Bohrstrang unter Zug.

Während des Bohrvorgangs, muss das gelöste Gestein wegtransportiert werden. Ein

Spülkreislauf sorgt für den Abtransport des abgetragenen Gesteins. Dazu wird, an der

Oberfläche, Spülflüssigkeit durch das hohle Bohrgestänge geleitet. Diese Mischung,

bestehend aus Wasser, Tonmineralien und verschiedenen Additiven, tritt in der

Bohrlochsohle durch das Bohrwerkzeug aus und transportiert das Bohrklein, zwischen

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Bohrloch und -gestänge, an die Oberfläche. Dort wird es in Sieben und Filtern

gesäubert und kann wieder in die Erde gepumpt werden. Gleichzeitig hat die

Flüssigkeit eine kühlende Wirkung auf das Werkzeug und schmiert zudem die Lager.

Als Bohrwerkzeug dienen in der Geothermie hauptsächlich Rollen- sowie

Diamantmeißel (siehe Abbildung 7 und 8). Durch die Rotation des Meißels und den

Druck des Bohrstranges auf die Bohrlochsohle, werden Teilchen aus dem Gestein

herausgeschlagen [BOHR].

Abbildung 7: Rollenmeißel

Abbildung 8: Diamantmeißel

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3 ZWERG

3.1 PROJEKTBESCHREIBUNG

Um einen Einblick in den Zustand eines Bohrloches, während einer Bohrung, zu

bekommen, werden heutzutage Messsonden verwendet. Diese werden, aufgrund der

in der Bohrlochsohle herrschenden Umgebung, stark belastet und beansprucht. Sie

müssen noch in Tiefen von bis zu 5000 m Tiefe, bei Temperaturen von bis zu 200 °C

und Drücken von bis zu 500 bar zuverlässig arbeiten. Dies setzt teure,

hochtemperaturbeständige Elektronik als auch Sensorik voraus. Oft werden aus diesen

Gründen, in situ Messungen in Bohrungen nicht durchgeführt.

Im Institut für angewandte Informatik wird seit kurzer Zeit an neuen innovativen Sonden

gearbeitet. Ziel ist es, einen modular aufgebauten Baukasten für Bohrlochsonden,

genannt ZWERG, zu entwickeln. Ein Modul soll z.B. zukünftig Video- und

Bildaufnahmen machen können, um die Beschaffenheit des Bohrloches analysieren zu

können. Weitere Module für die Temperatur- sowie Druckmessung sind möglich.

Aufgrund des modularen Aufbaus, sind nachträglich entwickelte Sondenmodule

möglich. Das Konzept setzt standardisierte Schnittstellen zwischen den einzelnen

Modulen voraus. Dazu soll an jedem Modulende eine Kupplung sitzen, die die

Teilsonden miteinander koppelt.

Um auf spezielle, hochtemperaturbeständige und damit auch teure Elektronik und

Steuerungen verzichten zu können, wird die Sonde innen auf etwa 50 °C gekühlt.

Damit sollen kostengünstige Standardbauteile verwendet werden können.

Die Messsonde wird in einem Schutzrohr verankert. Hier ist es vor der aggressiven

Bohrlochumgebung geschützt. Beim Durchführen einer Messung bzw. einer

Videoaufnahme, wird es deshalb ein Modul geben müssen, welches die

Sondenmodule teleskopartig aus dem Schutzrohr fährt.

Abbildung 9 zeigt eine schematische Darstellung der Sonde.

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3.2 AKTUELLER STAND

Die Entwicklung des Baukastens befindet sich in einer sehr frühen Phase. Um die

eindringende Wärme von außen in das Sondeninnere zu minimieren, wurden

Untersuchungen mit Peltierelementen durchgeführt. Diese erwiesen sich aber nicht als

leistungsfähig genug. In einer parallel laufenden Arbeit [EBR] geht es um die

Entwicklung eines Hüllrohres für die Sonde. Um den Wärmeeintrag so gering wie

möglich zu halten, wird hier versucht, ein doppelwandiges Rohr mit einer

Vakuumdämmung zu gestalten.

Abbildung 9: Schematische Darstellung der Sonde im Bohrloch

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4 DIE KUPPLUNG – VORÜBERLEGUNGEN

Zur Formulierung des Pflichtenheftes werden wichtige Parameter, bezüglich der Sonde

und ihrer Betriebsumgebung, benötigt. Da dies eine der ersten Arbeiten zum Projekt

ist, werden in diesem Kapitel Parameter nach bestimmten Kriterien abgeschätzt.

4.1 GEOMETRIE DER SONDE

In einer parallel laufenden Arbeit [EBR] wird an einem Hüllrohr für die Messsonde

gearbeitet. Diese Hülle besteht aus einem doppelwandigen Rohr, welches im Inneren

vakuumisiert wird. Das äußere Rohr hat, bei einem Außendurchmesser von 170 mm,

eine Wandstärke von 14 mm. Das innere Rohr besitzt einen Innendurchmesser von 90

mm und eine Wandstärke von 10 mm. Damit wird der maximale Durchmesser der

Sonde und damit auch der Kupplung auf 170 Millimeter festgelegt.

Maximaler Sondendurchmesser:

Dmax = 170 mm

Die maximale Sondenlänge ist theoretisch unbegrenzt. In der Realität jedoch begrenzt

die Montage auf der Bohranlage die Länge der Sonde. Hier wird die Sonde an der

Erdoberfläche in das Schutzrohr platziert und befestigt. Dieses wird, wie auch das

normale Bohrgestänge, mittels Pipe-Handler gehoben und an den Flaschenzug am

Bohrmast gehängt. Bei Verwendung des heute üblichen Top-Drives, ist es möglich,

gleichzeitig drei Bohrstangen à 9 m aufzunehmen. Da sich die Sonde vollständig in

dem Schutzrohr befinden soll, wird die maximale Schutzrohrlänge und damit auch

Sondenlänge auf 27 Meter begrenzt.

Maximale Sondenlänge:

lmax = 27 m

Mit diesen Maßangaben kann nun ein maximales Sondengewicht bestimmt werden.

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4.2 SONDENGEWICHT

Im Betrieb hängt die Sonde in ihrem Schutzrohr im Bohrloch. Durch ihr Eigengewicht,

wird sie auf Zug belastet. Diese Zugkräfte müssen, für die Dimensionierung der

Kupplung, bekannt sein. Dazu wird das Gesamtgewicht der Sonde abgeschätzt.

Als Material für das Hüllrohr wird eine Nickel-Molybdän-Chrom-Legierung, mit der

Bezeichnung Haynes® 242® Alloy, vom Hersteller Haynes International, Inc.,

verwendet. Es besitzt eine Dichte von 9,05 g/cm3. Über das Volumen kann nun das

Gewicht des Hüllrohres bestimmt werden. Für das Volumen eines Rohres gilt:

(1)

Folgende Angaben sind auf die Länge von einem Meter Rohr bezogen. Nach (1) erhält

man ein Innenrohrvolumen von 3,14 dm3 und ein Außenrohrvolumen von 6,86 dm3.

Zusammen ergibt dies ein Rohrvolumen von 10 dm3. Mit:

(2)

erhält man ein Gewicht von 90,5 kg. Zudem wird das Innenrohr, indem Elektronik,

Sensorik etc. sitzt, vollständig mit einer Transformatorflüssigkeit gefüllt. Da im Moment

noch nicht abgeschätzt werden kann, welches Fluid man zum Füllen wählt, wird mit der

Dichte von Wasser gerechnet. Hier liegt man auf der sicheren Seite, da Wasser mit 1

g/cm3 eine höhere Dichte, als gängige Transformatorflüssigkeiten aufweist.

Bei einem Durchmesser von 90 mm ergibt dies ein Volumen von 6,4 dm3. Nach (2)

erhält man damit auch das Gewicht der Füllflüssigkeit von 6,4 kg.

Gemeinsam ergeben Hüllrohr und Füllflüssigkeit ein Gewicht von 96,9 kg. Da zum

Zeitpunkt dieser Arbeit das Gewicht der inneren Bauteile der Sonde, wie z.B. die

Elektronik, noch nicht abgeschätzt werden kann, wird ein Gesamtgewicht von 110 kg/m

Rohr veranschlagt.

Sondengewicht pro Meter:

m1meter = 110 kg

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Geht man davon aus, dass die Sonde mit der maximalen Länge betrieben wird, ergibt

sich ein maximales Sondengewicht von 2.970 Kilogramm.

Maximales Sondengewicht:

mmax = 2.970 kg

Mit dem maximalen Gewicht kann nun auch die maximale Zugkraft bestimmt werden.

(3)

Aus (3) und der Erdbeschleunigung g = 9,81 m/s2, ergibt sich eine maximale Last von

29.136 Newton.

Maximal auftretende Zugkraft:

FZmax = 29,2 kN

4.3 STROMVERSORGUNG UND SIGNALÜBERTRAGUNG

Sensoren, Aktoren und Elektronik, in jedem einzelnen Sondenmodul, müssen

elektrisch versorgt werden. Über ein Kabel, wird dazu die Sonde im Bohrloch mit

elektrischer Energie, von der Erdoberfläche aus, gespeist. Dieses Kabel wird auch

dazu verwendet, Steuersignale, Videodaten und weitere Informationen zu übertragen.

Hierfür muss die Kupplung jedem Modul eine Schnittstelle für die entsprechenden

elektrischen Leitungen bereitstellen.

4.3.1 LEISTUNGBERECHNUNG

Zur Dimensionierung der elektrischen Schnittstelle, muss die zu übertragende Leistung

bestimmt werden. Dazu müssen mögliche Verbraucher überlegt werden. Hier ist

folgendes Szenario denkbar:

Die Sonde befindet sich im normalen Betrieb vollständig im Schutzrohr. Um

beispielsweise eine Videoaufnahme oder eine Probeentnahme durchführen zu können,

müssen die entsprechenden Module aus dem Schutzrohr herausgefahren werden.

Diese Funktion kann ein spezielles Modul übernehmen, welches einen Teil der Sonde

teleskopartig herausfahren kann. Hierbei wird davon ausgegangen, dass dieses

„Hubmodul“ den obersten Teil der Sonde ausmacht und damit beim Verfahren aus dem

Schutzrohr, das Gewicht der kompletten Sonde zu tragen hat. Weiter werden folgende

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Annahmen gemacht:

Maximaler Verfahrweg: 15 m

Maximale Verfahrzeit: 5 min

Sicherheitsfaktor für benötigte Leistung: 3

Bei einem Verfahrweg von 15 m und einer dafür benötigten Zeit von 5 min, ergibt dies

eine Verfahrgeschwindigkeit von 0,05 m/s.

Maximale Verfahrgeschwindigkeit:

vmax =0,05 m/s

(4)

Aus (4) ergibt sich eine Leistung von 1457 Watt. Bei einer dreifachen Sicherheit wird

eine Leistung von 4371 Watt benötigt. Somit ist man auch bei weiteren, noch nicht

bedachten Leistungsverbrauchern auf der sicheren Seite.

Versorgt werden die möglichen Verbraucher mit einer Spannung von 100 Volt. Damit

ergibt sich ein maximaler Strom von 44 Ampere.

Spannungsversorgung von leistungsstarken Verbrauchern:

P1max = 4,4 kW

U1max = 100 V

I1max = 44 A

Neben den möglichen leistungsstarken Verbrauchern, müssen ebenso Steuerungen

mit den entsprechenden Sensoren und Aktoren versorgt werden. Dazu wird eine

zusätzliche Spannungsversorgung mit einer Spannung von 24 Volt verwendet.

Es wird davon ausgegangen, dass Steuerungen samt Sensoren, pro Sondenmodul,

eine Leistung von durchschnittlich 5 Watt benötigen. Zusätzlich können Module

Aktoren, wie z.B. Motoren à 100 W beinhalten. Es wird nicht vorausgesetzt, dass

gleichzeitig alle Aktoren, in allen Modulen gleichzeitig betrieben werden. Hier geht man

vom Betrieb von maximal zwei Aktoren à 100 Watt aus.

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Bei möglichen zehn Sondenmodulen ergibt dies eine Leistung von 250 Watt und somit

einen Maximalstrom von 10,5 Ampere.

Spannungsversorgung der Elektronik und leistungsschwächeren Verbrauchern:

P2max = 250 W

U2max = 24 V

I2max = 10,5 A

4.3.2 SIGNALÜBERTRAGUNG

Zwischen der Geothermie-Sonde im Bohrloch und einem Steuerrechner an der

Erdoberfläche sollen Signale übertragen werden. Jede einzelne Steuerung, in jedem

Modul, muss Steuer und Datenleitungen zum Leitrechner besitzen. Zudem müssen

auch Module untereinander kommunizieren können. Ein Bussystem eignet sich dafür

hervorragend.

Die Kommunikation zwischen den Modulen wird über den CAN-Bus laufen. Dieses

Bussystem wurde schon in früheren, ähnlichen Projekten der Arbeitsgruppe erfolgreich

verwendet. Es eignet sich hervorragend für relativ kurze Strecken bis zu 40 m, bei

einer Übertragungsgeschwindigkeit von 1 MBit/s [CAN].

Zur Übertragung der Signale, zwischen der Sonde und einem Leitrechner an der

Erdoberfläche, wird ein zusätzliches Übertragungssystem benötigt. Selbst bei einer

Übertragungsgeschwindigkeit von 125 kBit/s, ist die Leitungslänge beim CAN-Bus auf

500 m beschränkt. Im Bohrloch soll die Sonde jedoch in bis zu 5.000 m Tiefe betrieben

werden können. Deshalb wird hier zur Signalübertragung Ethernet verwendet.

Neben den Steuer- und Datensignalen, sollen auch Videosignale eines „Kamera-

Moduls“ übertragen werden. Hierzu wird eine zusätzliche Videoleitung verwendet, um

die Bus-Leitungen nicht stark zu belasten.

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4.4 KÜHLKREISLAUF UND SPÜLUNGSMÖGLICHKEIT

Die Geothermie-Sonde soll eine Innentemperatur von etwa 50 °C aufweisen, um die

Elektronik und weitere Bauteile thermisch nicht zu zerstören. Bei einer

Umgebungstemperatur von 200 °C im Bohrloch, muss es eine Möglichkeit zum Kühlen

der Sonde geben. Hier kann man sich Kühlmodule vorstellen, welche die weiteren

Module kühlen. Dazu muss die Sonde einen Kühlkreislauf besitzen.

Mit einem Kameramodul ausgestattet, kann die Sonde im Betrieb, Videobilder des

Bohrloches an einen Leitrechner übertragen. Jedoch ist die Sonde von trübem Wasser

umgeben. Damit können die Videobilder wenig über die Bohrlochbeschaffenheit

aussagen. Es ist deshalb ein Element notwendig, das für den Zeitraum einer

Videoaufnahme, das Sichtfeld der Kamera mit klarem Wasser umspült.

Zum Zeitpunkt dieser Bachelorarbeit, kann über das Thema „Kühlkreislauf und

Spülleitungsmöglichkeit“ nur spekuliert werden. Für eine Realisierung von

hydraulischen Schnittstellen in einer Kupplung bleiben noch sehr viele Fragen offen.

4.5 BETRIEBSUMGEBUNG

Der Betrieb der Sonde ist bei Geothermiebohrungen in bis zu 5.000 m Tiefe

vorgesehen. In dieser Tiefe herrschen extreme Bedingungen. Es können

Temperaturen von bis zu 200 °C auftreten.

Maximale Umgebungstemperatur in 5.000 m Tiefe:

θmax = 200 °C

Wie in Kapitel 2.4 erwähnt, wird durch das Bohrgestänge Spülflüssigkeit zum

Bohrmeißel gepumpt. Die Sonde mit dem Schutzrohr sitzt oberhalb des Werkzeuges

(In diesem Fall muss es sich um ein Kernlochbohrwerkzeug handeln. Nur durch ein

hohles Werkzeug, kann die Sonde, zur Analyse des Bohrloches, herausgefahren

werden.). Das Fluid umströmt die Sonde innerhalb des Schutzrohres. Dadurch werden

die Module zusätzlich durch den hydrostatischen Druck des Spülwassers belastet. Der

hydrostatische Druck nimmt pro Meter Tiefe um 0,1 bar zu. In 5.000 m Tiefe herrscht

damit im Schutzrohr ein Druck von 500 bar bzw. 50 MPa.

Maximaler Umgebungsdruck in 5.000 m Tiefe:

pmax = 500 bar

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5 DIE KUPPLUNG – PFLICHTENHEFT

Das Pflichtenheft beinhaltet alle Vorgaben für die Konstruktion der Kupplung. Es wird

unterteilt in sogenannte MUSS- sowie KANN-Kriterien. Das zu konstruierende Modell

muss, wie der Name schon sagt, denn MUSS-Kriterien genügen. Die Funktion der

Kupplung kann durch KANN-Kriterien erweitert werden, muss aber nicht.

5.1 MUSS-KRITERIEN

Der Durchmesser der Kupplung darf 170 mm nicht überschreiten.

Es treten Zugkräfte von bis zu 29,2 kN auf. Die auftretenden Zugspannungen

dürfen die maximal zulässige Zugfestigkeit des verwendeten Materials nicht

überschreiten.

Es muss ein Material verwendet werden, welches folgende Kriterien erfüllen

muss:

Hohe Festigkeit (siehe Punkt weiter oben)

Hohe, chemische Beständigkeit (aufgrund der chemisch aggressiven

Umgebung)

Für die Spannungsversorgung muss eine Schnittstelle vorhanden sein. Sie

muss folgende Werte ausgelegt sein:

Leistung von 4,4 kW bei einer Spannung von 100 V (Strom 44 A)

Leistung von 250 W bei einer Spannung von 24 V (Strom 10,5 A)

Für die Signalübertragung muss eine Schnittstelle vorhanden sein. Sie muss

folgende Kriterien erfüllen:

2 Kontakte für ein Videosignal

2 Kontake für den CAN-Bus

4 Kontakte für eine Ethernet-Leitung

Zusätzlich Reservekontakte

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Es müssen hydraulische Schnittstellen für die Spülleitung sowie den

Kühlkreislauf ausgewählt werden.

5.2 KANN-KRITERIEN

Um das Innere der Module den äußeren Druckverhältnissen anzugleichen,

kann die Kupplung ein Druckausgleichselement enthalten.

Um die Sonde im Schutzrohr zu zentrieren und zu stabilisieren, kann die

Kupplung ein Stabilisierungselement enthalten.

Die Sondenmodule werden zum Schutz der Elektronik mit

Transformatorflüssigkeit gefüllt. Die Kupplungshälften schließen die Module an

den Enden ab. Hier ist es möglich, diese über die Kupplung zu füllen und zu

entlüften.

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6 DIE KUPPLUNG – KONSTRUKTION

6.1 MATERIALAUSWAHL

Im Betrieb treten in der Kupplung hohe Zugkräfte auf. Die Verwendung eines Materials

mit einer hohen Zugfestigkeit wird hier deshalb bevorzugt. In einem Bohrloch

herrschen extreme Bedingungen. In 5.000 Meter Tiefe treten Drücke von bis zu 500

bar und Temperaturen bis 200 °C auf. Zudem kommen noch die Auswirkungen des

Spülwassers hinzu. Diese Flüssigkeit besteht aus Wasser, Tonmineralien sowie

verschiedenen Additiven. Während es in die Erde gepumpt wird, können sich darin

Salze und Mineralien aus dem Erdinneren auflösen. Diese Kombination ergibt eine

chemisch aggressive Flüssigkeit. Sie greift das Material an und führt zu Korrosionen.

Hier muss ein Material verwendet werden, das den oben genannten Belastungen

standhält und einen störungsfreien Sondenbetrieb garantiert. Im Bereich der

Geothermie werden üblicherweise Stähle, Titanlegierungen auch Nickel-

Basislegierungen verwendet.

In einer parallel laufenden Arbeit, die sich mit der Entwicklung eines Sondenmantels

beschäftigt, wird eine Nickel-Molybdän-Chrom-Legierung des Herstellers Haynes

International, Inc. verwendet. Haynes® 242® Alloy, die Herstellerbezeichnung dieser

Legierung, besitzt hohe Festigkeitswerte und eignet sich hervorragend für einen

Einsatz in chemisch aggressiven, korrodierenden Umgebungen. Aus diesem Grund

wird diese Nickel-Molybdän-Chrom-Legierung verwendet.

Wichtige mechanische Materialeigenschaften von Haynes® 242® Alloy [EBR]:

Dichte: 9,05 g/cm3

E-Modul: 229.000 N/mm2

Zugfestigkeit: 1290 – 1330 N/mm2

Streckgrenze: 710 N/mm2

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6.2 AUSWAHL DER ELEKTRISCHEN SCHNITTSTELLEN

Abbildung 10: elektrische Steckverbinder (grün markiert)

Für die Stromversorgung und die Signalübertragung wird jeweils ein Steckverbinder

verwendet. Die Firma LEMO Elektronik GmbH bietet dazu spezielle Steckverbinder an.

Gewählt hier die Serie K, welche speziell für einen Außeneinsatz konzipiert wurde

(siehe Abbildung 11). Im gesteckten Zustand bietet sie die Schutzart IP68.

6.2.1 STECKERAUSWAHL FÜR DIE STROMVERSORGUNG

Zur Versorgung der Systeme mit Energie, wird ein Steckverbinder mit der Bezeichnung

306 der Serie 4K verwendet. Er enthält 6 Kontakte, die für einen Nennstrom von 24

Ampere ausgelegt sind. Der Nennstrom darf, laut Hersteller, durch alle Kontakte

gleichzeitig fließen.

Abbildung 11: Steckverbinder der Firma LEMO

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Kontaktbelegung:

Jeweils 2 Kontakte für 100 V und Masse

Jeweils 1 Kontakt für 25 V und Masse

Es fließt bei 100 Volt, pro Kontakt maximal ein Strom von 22 Ampere. Bei 24 Volt fließt

ein Strom von maximal 10,5 Ampere. Damit liegen die Ströme innerhalb der

angegebenen Grenze von 24 Ampere.

Der Hersteller empfiehlt eine maximale Betriebsspannung von 400 V. Auch diese

werden hier nicht überschritten.

Es wird folgende Stecker/Apparatedose Kombination gewählt:

Herstellernummer des Steckers: FAG.4K.306.SYCC10

Herstellernummer der Apparatedose: EGG.4K.306.SYM

6.2.2 STECKERAUSWAHL FÜR DIE SIGNALÜBERTRAGUNG

Für die Übertragung von Signalen, werden, laut Pflichtenheft, mindestens acht

Kontakte benötigt. Dazu wird ein Steckverbinder mit der Bezeichnung 310 der etwas

kleineren Serie 3K verwendet. Er verfügt über 10 Kontakte. Damit bleiben zwei der

Kontakte in Reserve.

Es wird folgende Stecker/Apparatedose Kombination gewählt:

Herstellernummer des Steckers: FAG.3K.310.SYBC80

Herstellernummer der Apparatedose: EGG.3K.310.SYP

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6.3 MODELLIERUNG DER KUPPLUNGSHÄLFTE 1

Abbildung 12: Kupplungshälfte 1 sowie O-Ring-Dichtung (grün markiert)

Abbildung 13: Schnitt durch Kupplungshälfte 1

Die Kupplungshälfte 1 hat einen maximalen Durchmesser von 170 mm, ist 155 mm

lang und besitzt ein Außengewinde. Sie bildet das Gegenstück zu einer

Überwurfmutter, welche in der zweiten Kupplungshälfte befestigt ist (siehe Kapitel 6.4

und 6.5). Bei der Montage wird die Kupplungshälfte 1 in die Kupplungshälfte 2

geschoben und mit der Überwurfmutter verschraubt.

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Um das Kupplungsinnere gegen die äußere Umgebung abzudichten, wird ein O-Ring

verwendet. Das Dichtungsmaterial muss dabei für Temperaturen von 200 °C ausgelegt

sein. Zudem sollte es eine gewisse Beständigkeit gegenüber chemisch aggressiven

Medien besitzen.

Die Firma Parker Hannifin Corporation vertreibt O-Ringe aus Fluorokarbon (FKM).

Fluorokarbon ist in einem Temperaturbereich von -25 °C bis +200 °C einsetzbar.

Zudem besitzt es eine Beständigkeit gegen eine breite Palette von Chemikalien.

Auf der Mantelfläche befinden sich Bohrungen, (siehe Abbildung 13) für das Entlüften

der Kupplung und zum Füllen der Sondenmodule mit einer Transformatorflüssigkeit.

Die Kupplungshälfte wird mit 12 Zylinderschrauben ISO 4762 – M10 x 40 – 12.9 an ein

Sondenmodul geflanscht und schließt dieses damit ab. Die Berechnung der

Schraubenverbindung befindet in Kapitel 6.5.1.

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6.4 MODELLIERUNG DER ÜBERWURFMUTTER

Abbildung 14: Überwurfmutter (grün markiert)

Die Überwurfmutter sitzt in der Kupplungshälfte 2 und ist zwischen zwei Anschlägen

axial verschiebbar. Der hintere Anschlag sorgt dafür, dass die Kupplungshälfte 1, bei

der Demontage, automatisch ausgeworfen wird.

Sie besitzt ein, nach DIN 13 definiertes, metrisches Feingewinde mit Nenndurchmesser

155 mm und einer Steigung von 2 mm:

DIN 13 – M155 x 2

Die Mutter hat eine Länge von 99 mm und einen Außendurchmesser von 170 mm. Zur

besseren Handhabung, während der Montage, wird die Mantelfläche gerändelt nach

[TAB]:

DIN 82 – RGE 1,6

Um die Überwurfmutter mit einem Werkzeug anziehen zu können, wird sie als

Nutmutter ausgeführt. Die Nutabmessungen wurden nach DIN 1804 bestimmt. Zur

Montage wird ein Hakenschlüssel nach DIN 1810 verwendet.

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6.5 MODELLIERUNG DER KUPPLUNGSHÄLFTE 2

Abbildung 15: Vorderer und hinterer Teil der Kupplungshälfte 2 (grün markiert)

Die Kupplungshälfte 2 hat einen maximalen Durchmesser von 170 mm und ist, ohne

die Überwurfmutter, 189 mm lang. Sie wird, genauso wie Kupplungshälfte 1, mit 12

Zylinderschrauben ISO 4762 – M10 x 40 – 12.9 an ein Sondenmodul geflanscht.

Die Kupplungshälfte 2 besteht aus zwei Teilen. Diese werden nach dem Einsetzen der

Überwurfmutter zusammengeschraubt. Dazu werden 12 Zylinderschrauben ISO 4762

– M10 x 90 – 12.9 verwendet.

6.5.1 SCHRAUBENBERECHNUNG

Die Schraubenberechnung erfolgt nach VDI 2230 und Haberhauer, Bodenstein -

Maschinenelemente [HAB]:

Die Schraubenverbindung wird durch eine Zugkraft FZmax = 29,2 kN belastet. Bei 12

ISO 4762 – M10 x 90 – 12.9 Schrauben ergibt sich eine Betriebskraft FA = 2,44 kN pro

Schraube. Zur Schraubenberechnung sind folgende Rechenschritte nötig:

Rechenschritt 1: Ermittlung des Anziehfaktors αA

Anziehen mit Drehmomentschlüssel αA = 1,6

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Rechenschritt 2: Ermittlung der erforderlichen Mindestklemmkraft

Eine Mindestklemmkraft ist hier nicht erforderlich, da keine Querkraft übertragen und

nicht gegen ein Medium abgedichtet werden muss.

Rechenschritt 3: Aufteilung der Betriebskraft in FSA und FPA , Ermittlung von Φ,

δS, δP:

Damit ergibt sich die elastische Nachgiebigkeit der Schraube: δS = 5,8 * 10-6 mm/N.

Damit ergibt sich die elastische Nachgiebigkeit der verspannten Teile: δP = 2,48 * 10-6

mm/N.

Damit ergibt sich das Kraftverhältnis Φ = 0,3.

Der Krafteinleitungsfaktor ist nach Haberhauer n = 1.

Die Schraubenzusatzkraft FSA beträgt 732 Newton.

Die Plattenzusatzkraft FPA beträgt 1.708 Newton.

Rechenschritt 4: Bestimmung des Vorspannkraftverlustes

Der Setzbetrag wird gewähl: fz = 10 µm. Damit ergibt sich ein Vorspannkraftverlust von

FZ = 1,2 kN.

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Rechenschritt 5: Ermittlung der Mindestmontagevorspannkraft FM min:

Damit ergibt sich die Mindestmontagevorspannkraft: FM min = 2.9 kN

Rechenschritt 6: Ermittlung der Maximalmontagevorspannkraft FM max:

Damit ergibt sich die Maximalmontagevorspannkraft: FM max = 4,7 kN

Rechenschritt 7: Ermittlung der zulässigen Montagevorspannkraft FM zul, und

Überprüfung der Schraubengröße

Die zulässige Montagevorspannkraft wird bei einem Reibbeiwert von µG =0,1 und einer

M10 Schraube, der Tabelle 2.32 aus dem Buch Maschinenelemente von Haberhauer,

Bodenstein [HAB] entnommen. Die zulässige Montagevorspannkraft beträgt FM zul =

52,1 kN.

Es muss gelten: FM zul ≥ FM max 52,1 kN ≥ 4,7 kN

Die Schraube besitzt die benötigte Festigkeit.

Rechenschritt 7: Ermittlung der Flächenpressung:

Die Grenzflächenpressung wird der Tabelle 2.33 [HAB] entnommen: pG = 490 N/mm2

Die maximale auftretende Flächenpressung ergibt sich pmax = 44,3 N/mm2. Sie liegt

deutlich unter der Grenzflächenpressung

Rechenschritt 8: Bestimmung der Mindesteinschraubtiefe:

Die erforderliche Einschraubtiefe liegt laut Tabelle 2.31 [HAB] bei 1,25 * d. Dies ergibt

eine Mindesteinschraubtiefe von 12,5 mm. Die Einschraubtiefe beträgt 16,6 mm und ist

damit länger als gefordert.

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6.6 MODELLIERUNG DER DER STECKER-HALTERUNGEN

Abbildung 16: Stecker-Halterungen (grün markiert)

Bei der Montage der Kupplung, werden zuerst die Steckverbinder an den Stecker-

Halterungen befestigt. Anschließend werden diese, an die jeweiligen Kupplungshälften,

mit sechs Senkschrauben ISO 10642 – M5 x 20 – 8.8 geschraubt.

Zwischen Stecker-Halterung und Kupplungshälfte befindet sich eine Flachdichtung, die

die Kupplung nach außen hin abdichtet.

In die Stecker-Halterung der Kupplungshälfte 1 werden Nuten gefräst (siehe Abbildung

16 links). Sie werden zur Entlüftung der Kupplung benötigt (vgl. Kapitel 6.8.1).

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6.7 AUSWAHL DER HYDRAULISCHEN SCHNITTSTELLEN

Für die Auswahl einer hydraulischen Steckverbindung werden viele Parameter, wie

z.B. Durchfluss, Nenndurchmesser, verwendete Fluide etc. benötigt. Hier bleiben

offene Fragen, die diesem Zeitpunkt noch nicht geklärt werden können. Aus diesem

Grund wird hier vorerst auf eine Steckverbindung verzichtet.

Trotzdessen muss für mögliche hydraulische Schnittstellen Platz vorhanden sein.

Abbildung 17 zeigt schematisch die Platzverhältnisse in der Kupplung. Die elektrischen

Steckverbinder haben einen maximalen Durchmesser von 40,5 mm und 34 mm. Somit

dürfen die beiden hydraulischen Steckverbinder theoretisch einen maximalen

Durchmesser von 40,8 mm besitzen.

Abbildung 17: Platzverhältnisse auf einer Stecker-Halterung

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6.8 REALISIERUNG DER KANN-KRITERIEN

Die KANN-Kriterien konnten, mit Ausnahme des Füllelementes, innerhalb des

Bearbeitungszeitraums nicht realisiert werden. Druckausgleichs- und ein

Stabilisierungselemente können jedoch in späteren Arbeiten entworfen werden.

6.8.1 MODELLIERUNG EINES ENTLÜFTUNGS- UND FÜLLELEMENTES

Werden die beiden Kupplungshälften ineinandergesteckt, bleibt Luft zwischen den

Stecker-Halterungen eingeschlossen. Dies soll verhindert werden. Dazu wird, über

einen Schmiernippel, Fett bzw. Öl in die Zwischenräume gepresst. Über eine

Entlüftungsbohrung kann die eingeschlossene Luft entweichen (siehe Abbildung 18).

Nach der Entlüftung, wird die Bohrung mit einer Verschlussschraube und Dichtring

verschlossen. Um die Sondenmodule mit Transformatorflüssigkeit zu füllen, sind in

jeder Kupplungshälfte Bohrungen vorgesehen, die ebenso mit einer

Verschlussschraube und Dichtring verschlossen werden.

Verwendete Normteile:

Schmiernippel DIN 71412 – A M10 x 1

Verschlussschrauben DIN 910 – M10 x 1

Verschlussschrauben DIN 910 – M16 x 1,5

Dichtringe DIN 7603 – A 16 x 20

Dichtringe DIN 7603 – A 10 x 13,5

Abbildung 18: Schnitt durch Kupplungshälfte 1

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6.9 CAD-MODELLE DER KUPPLUNG

6.9.1 MAßE DER KUPPLUNG

Länge der Kupplungshälfte 1: 155 mm

Länge der Kupplungshälfte 2 mit Überwurfmutter : 239 mm

Gesamtlänge gekuppelt: 319 mm

Kupplungsdurchmesser: 170 mm

Abbildung 19: CAD-Modell der Kupplungshälfte 1

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Abbildung 20: CAD-Modell der Kupplungshälfte 2

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Abbildung 21: CAD-Modell der Kupplung

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7 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK

7.1 ZUSAMMENFASSUNG

Das Institut für Angewandte Informatik arbeitet seit kurzem an einem modularen

Baukasten für Geothermie-Sonden. Ziel dieser Bachelorarbeit war es, ein Pflichtenheft

für eine multifunktionale Kupplung, zur Kopplung der Sondenmodule, zu erstellen.

Nach den Vorgaben dieses Pflichtenheftes, sollte ein 3D-Modell der Kupplung erstellt

werden. Da es noch keine Vorarbeiten zum Projekt gab, mussten Vorüberlegungen

bezüglich Sondengeometrie, -gewicht etc. gemacht werden.

Die Kupplung bietet eine Schnittstelle zur Stromversorgung der Sondenmodule an.

Zusätzlich ist für die Signalübertragung zwischen der Sonde und einem oberirdischen

Leitrechner ein Steckverbinder integriert.

Es ist noch nicht geklärt, wie ein Spülkreislauf realisiert wird. Deshalb konnten dafür

keine Schnittstellen in der Kupplung integriert werden.

Die Kupplung ist fertig modelliert worden. Konstruktionszeichnungen für die Fertigung

eines Prototyps sind ebenfalls vorhanden.

7.2 AUSBLICK

Wie in der Zusammenfassung schon erwähnt, fehlen der Kupplung noch Schnittstellen.

Diese müssen, sobald die dafür notwendigen Parameter bestimmt werden können,

ausgewählt werden. Zum Testen der Kupplung, könnte ein Rapid-Prototyping Modell

relativ schnell gefertigt werden. Ist dies nicht möglich, kann ein Prototyp auch in einer

herkömmlichen Fertigung zum Beispiel aus Aluminium gefertigt werden.

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42

ANHANG

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43

I LITERATURVERZEICHNIS

[FZK] Forschungszentrum Karlsruhe GmbH – Website: www.fzk.de – Stand:

September 2009

[BFE] Schweizer Bundesamt für Energie – Website:

http://www.bfe.admin.ch/themen/00486/00487/index.html?lang=de –

Stand: September 2009

[WWF] WWF – Website: http://www.wwf.de/themen/klima-

energie/klimawandel/treibhauseffekt/ - Stand: September 2009

[BMU] Bundesministerium für Umwelt, Naturschutz und Reaktorsicherheit –

Website:

http://www.bmu.de/klimaschutz/nationale_klimapolitik/doc/5698.php -

Stand: September 2009

[GEO] Geothermische Vereinigung - Bundesverband Geothermie e.V. - Website:

http://www.geothermie.de/wissenswelt/geothermie/einstieg-in-die-

geothermie/woher-kommt-die-geothermische-energie.html - Stand:

September 2009

[HYD] Broschüre: Geothermische Stromerzeugung in Landau, Projektinfo 14/07,

BINE Informationsdienst, Herausgeber FIZ Karlsruhe

[HDR] Broschüre: Geothermische Stromerzeugung in Soultz-sous-Forêts,

Projektinfo 04/09, BINE Informationsdienst, Herausgeber FIZ Karlsruhe

[BOHR] Martin Kaltschmitt, Ernst Huenges, Helmut Wolff: Energie aus der

Erdwärme, Spektrum Akademischer Verlag, Heidelberg 2009

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44

[EBR] Andreas Eberle; Entwurf eines Vakuum gedämmten

Bohrlochsondenmantels mit den ANSYS-Funktionen in AutoCAD Inventor;

Projektarbeit, Forschungszentrum Karlsruhe, Institut für Angewandte

Informatik, 2009

[CAN] CAN Specification Version 2.0, Bosch GmbH, 1991

[TAB] Tabellenbuch Metall, Europa Verlag, 43. Auflage, 2005

[HAB] Haberhauer, Bodenstein; Maschinenelemente; 14. bearbeitete Auflage,

Springer Verlag Berlin Heidelberg, 2007

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45

II ABBILDUNGSVERZEICHNIS

Abbildung 1: Luftbild Forschungszentrum Karlsruhe ..................................................... 3

Quelle: www.fzk.de, Stand: September 2009

Abbildung 2: Anteile der Energieträger(…) ................................................................... 6

Quelle: www.ag-energiebilanzen.de, Stand: September 2009

Abbildung 3: Hydrothermales Potenzial in Deutschland ............................................... 8

Quelle: www.geothermie.de/wissenswelt, Stand: September 2009

Abbildung 4: Temperaturanstieg in der Bohrungen in Landau ...................................... 9

Quelle: www.bine.info, Stand: September 2009

Abbildung 5: Hot Dry Rock Verfahren (HDR) ...............................................................11

Quelle: www.geothermie.de/wissenswelt, Stand: September 2009

Abbildung 6: Schematische Darstellung einer Tiefbohranlage .....................................13

Quelle: www.scinexx.de, Stand: September 2009

Abbildung 7: Rollenmeißel ...........................................................................................15

Quelle: www.buch-der-synergie.de, Stand: September 2009

Abbildung 8: Diamantmeißel .......................................................................................15

Quelle: www.diamantbohrkopf.de/pcd, Stand September 2009

Abbildung 9: Schematische Darstellung der Sonde im Bohrloch .................................17

Quelle: Andreas Eberle, Präsentation zur Projektarbeit “ Entwurf eines Vakuum

gedämmten Bohrlochsondenmantels mit den ANSYS-Funktionen in

AutoCAD Inventor“, Forschungszentrum Karlsruhe, Institut für

angewandte Informatik, 2009

Abbildung 10: elektrische Steckverbinder (grün markiert) ............................................27

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 11: Steckverbinder der Firma LEMO ...........................................................27

Quelle: www.lemo.de, Stand: September 2009

Abbildung 12: Kupplungshälfte 1 sowie O-Ring-Dichtung (grün markiert) ....................29

Quelle: selbst erstellt

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46

Abbildung 13: Schnitt durch Kupplungshälfte 1 ...........................................................29

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 15: Überwurfmutter (grün markiert) .............................................................31

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 14: Vorderer und hinterer Teil der Kupplungshälfte 2 (grün markiert) ..........32

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 16: Stecker-Halterungen (grün markiert) .....................................................35

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 17: Platzverhältnisse auf einer Stecker-Halterung ......................................36

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 18: Schnitt durch Kupplungshälfte 1 ...........................................................37

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 19: CAD-Modell der Kupplungshälfte 1 .......................................................38

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 20: CAD-Modell der Kupplungshälfte 2 .......................................................39

Quelle: selbst erstellt

Abbildung 21: CAD-Modell der Kupplung ....................................................................40

Quelle: selbst erstellt

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47

III SYMBOLVERZEICHNIS

Dmax Sondendurchmesser, maximal [mm]

lmax Sondenlänge, maximal [m]

V Volumen [dm3]

da Rohraußendurchmesser [mm]

di Rohrinnendurchmesser [mm]

l Rohrlänge [m]

m Masse [kg]

ρ Dichte [g/cm3]

m1meter Masse auf einen Meter Rohr bezogen [kg]

mmax Sondenmasse, maximal [kg]

F Kraft [N]

g Erdbeschleunigung [m/s2]

FZmax Zugkraft, maximal [N]

vmax Verfahrgeschwindigkeit, maximal [m/s]

P elektrische Leistung [W]

θmax Umgebungstemperatur, maximal [°C]

pmax Umgebungsdruck, maximal [bar]

FA Betriebskraft [N]

αA Anziehfaktor

δS elastische Nachgiebigkeit der Schraube [mm/N]

δP elastische Nachgiebigkeit der verspannten Teile [mm/N]

Φ Kraftverhältnis

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48

FSA Schraubenzusatzkraft [N]

FPA Plattenzusatzkraft [N]

FZ Vorspannkraftverlust [N]

fz Setzbetrag [µm]

FM min Mindestmontagevorspannkraft [N]

FM max Maximalmontagevorspannkraft [N]

FM zul zulässige Montagevorspannkraft [N]

pG Grenzflächenpressung [N/mm2]

pmax Flächenpressung [N/mm2]

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49

IV KONSTRUKTIONSZEICHNUNGEN

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Teilnr. Anzahl Bauteil Norm/Artikelnr. Material Hersteller

1 1 Flachdichtung_1 - ? -

2 1 Flachdichtung_2 - ? -

3 1 Steckerhalterung_1 - Hastelloy -

4 1 Steckerhalterung_2 - Hastelloy -

5 1 Kupplung_Teil2a - Hastelloy -

6 1 Kupplung_Teil2b - Hastelloy -

7 1 Kupplung_Teil1 - Hastelloy -

8 1 Ueberwurfmutter - Hastelloy -

9 1 O-Ring Parker-Nr.: 2-352 Fluorokarbon (FKM) Parker Hannifin

10 1 O-Ring Parker-Nr.: 2-355 Fluorokarbon (FKM) Parker Hannifin

11 12 Zylinderschraube ISO 4762 - M10 x 90 - 12.9 - -

12 12 Senkschraube ISO 10642 - M5 x 20 - 8.8 - -

13 3 Zylinderstift ISO 2338 - 6 m6 x 50 - St - -

14 3 Zylinderstift ISO 2338 - 8 m6 x 50 - St - -

15 1 Zylinderstift ISO 2338 - 8 m6 x 20 - St - -

16 1 Apparatedose EGG.3K.310.SYP - Lemo

17 1 Apparatedose EGG.4K.306.SYM - Lemo

18 1 Einbaustecker FAG.3K.310.SYBC80 - Lemo

19 1 Einbaustecker FAG.4K.306.SYCC10 - Lemo

20 2 Schmiernippel DIN 71412 A M10x1 - -

21 2 Verschlussschraube DIN 910 M10x1 ? -

22 1 Verschlussschraube DIN 910 M16x1,5 ? -

23 2 Dichtring DIN 7603 A 10 × 13,5 ? -

24 1 Dichtring DIN 7603 A 16 x 20 ? -

Teileliste

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A-A ( 1 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

A A

B B

C C

D D

E E

F F

1 A2

ZusammenbauStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

07.09.2009 roland.lohrer

A

A

1 218 16137

10149 1719 6

5

311

20

21

4

8

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1 A4

Flachdichtung_1Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

28.08.2009 roland.lohrer

n120,00

n100,00

n110,00

t = 1,00

109,00

15°

3 x n8,10

3 x n6,10

n5,00

n5,00

6 x 60

° - n5

,10

n5,00

15°

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1 A4

Flachdichtung_2Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

29.08.2009 Roland

n120,00n

100,00

n5,10

6 x

3 x n6,10

3 x n8,10

n110,00

t = 1,00

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A-A ( 1 : 1 )

B ( 4 : 1 )

C-C ( 1 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

9

9

10

10

11

11

12

12

A A

B B

C C

D D

E E

F F

G G

H H

1 A1

Kupplung_Teil1Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

01.09.2009 roland.lohrer

A

A

B

C

C

120,00

Ø H8

12 x n11,00 - 10,00 TIEF

M155x2

55,00

12,00

3,00 X 45° 6 x M5x0.8 - 10 ,00 TIEF

KERNLOCH 14,00 TIEF

Alle Bohrungen bis auf die beiden n5,00 Bohrungen im Abstand von 30°

15°

3 x n8,00 H7 - 18,00 TIEF

3 x n8,10 - 8,00 TIEF

n110,0

0

109,00

3 x n6,00 H7 - 18,00 TIEF

3 x n6,10 -8,00 TIEF

5,00

7,20 - 0,000,20+

4,50

0,60R `0,20

0,20

R

`0,10

25,00

3,00 X 45°

n100,00

155,00

10,00

1,00 X 45°

15,00Ø

45,00

DIN 158 M10x1 - 8,00 TIEF

KERNLOCH 11,00 TIEF

137,00

15,00Ø

M10x1 - 8,00 TIEF

KERNLOCH 11,00 TIEF

n5,00 -102,00 TIEF

n5,00 -102,00 TIEF

R2,00

n170,00

n170,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

136,00

Ø f7

DIN 509 - F1,2 x 0,4

0,50

0,50

65,00

155,00

85,00

n94,00

H8

n148,00

45,00

3,00 X

20°

n130,

00

22,00

64,00

M16x1.5

Kante gerundet

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A-A ( 1 : 1 )

B-B ( 1 : 1 )C ( 4: 1 )D ( 4 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

A A

B B

C C

D D

E E

F F

1 A2

Kupplung_Teil2aStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

29.08.2009 Roland Lohrer

A

A

B B

C

D

105,00

130,00

f7

Ø

150,00

Ø136,00

H8

Ø

120,00

H8

Ø

37,00

25,006,00

3,00 X 20°

3,00 X 2

n8,00 H7 -11,00 TIEF

12 x M1

0x1.5 -

25,00

TIEF

KERNLO

CH 29,0

0 TIEF

6 x M5x0.8 - 15,00 TIEF

KERNLOCH 18,00 TIEF

8,00Ø H7

25,00

14,00

25,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

n6,00 H7

n6,10 n8,10

14,00

Kante abgerundet

Kante abgerundet

DIN 509 F1,2 x 0,4

DIN 509 F1,2 x 0,4

n115,00

n110,00

Bohrungen im Abstand von 30°

3,00 X 20°

100,00

130,00

16,00

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A-A ( 1 : 1 )

B ( 4: 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

A A

B B

C C

D D

E E

F F

1 A2

Kupplung_Teil2bStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

01.09.2009 roland.lohrer

A

A

B

12 x n

11,00 DU

RCH

DIN 974 - n16,00 X

10,60

n170,00

25,00

25,00

71,00

130,00

n H

8

94,00

n

1,00 X 45°

100,00

15,00

148,00

n

n115,00

3 X 45°

3,00 X 15°

Kante abgerundet

30,00

DIN 158

M10x1

DIN 185 M10x1

12 x n11,00

7,20 + 0,000,02+

3,00

0,20R

-0,10

0,10+

0,60R

-0,20

0,20+

16,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

DIN 509 F1,2 x 0,4

7,00

130,00

n

4,50

n8,10 -10,00 TIEF

15,00

94,00

n H

8

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A-A ( 1 : 1 )1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

A A

B B

C C

D D

1 A3

UeberwurfmutterStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

29.08.2009 Roland

A

A47,00

12,00

132,00

n H8

M155x2

n170,00

12,00

80,00

99,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

gerändelt DIN 82-RGE 1,6

80,00

155,30

n

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A-A ( 1 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

A A

B B

C C

D D

1 A3

Steckerhalterung_1Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

28.08.2009 roland.lohrer

A

A

120,00

Ø f7

11,00

n110,00

3 x n8,10

3 x n6

,10

n5,00

5,005,00 TIEF

5,005,00 TIEF

5,00

8,50*

9,50*

33,00

Ø39,00

n

5,00

30,00

Ø24,00

Ø

28,50

22,50

6 x Senkung DIN 74 - F5

Alle Bohrungen bis auf die beiden Ø5,00 Bohrungen im Abstand 30°

29,75

33,00

n5,00

45°

54,50

54,50

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

41,04( )

* Bitte um Rückfrage (Herr Isele Tel.: 5766)

R2,50

R2,50

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A-A ( 1 : 1 )

1 A4

Steckerhalterung_2Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

28.08.2009 roland.lohrer

A A

n120,00 f7

n100,00

n110,00

6x Senkung DIN 74 - F5

1,00

5,00

3x n6,10

3x n8,10

n24,00

22,50

n30,00

28,50

30°

Alle Bohrungen im Abstand von 30°

33,0029,75

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

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60

V DATENBLÄTTER

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2

NEW LONG-RANGE-ORDER STRENGTHENING MECHANISM

HAYNES 242 alloy

HAYNES® 242™ alloy derives itsage-hardened strength from aunique long-range-orderingreaction which essentiallydoubles the un-aged strengthwhile preserving excellent

© 2000 by Haynes International, Inc.

ductility. The orderedNi

2(Mo,Cr)-type domains

are less than a few hundredAngstroms in size, and arevisible only with the use ofelectron microscopy.

Transmission electron micrograph showing long-range-ordered domains (dark lenticular particles) in242TM alloy. (Courtesy Dr. Vijay Vasudevan, University of Cincinnati). Sample was solution heattreated at 20120F (11000C) and aged for 100 hours at 12000F (6500C).

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3

PRINCIPAL FEATURES

HAYNES 242 alloy

Excellent High-Temperature

Strength, Low Thermal Expan-

sion Characteristics, and

Good Oxidation ResistanceHAYNES® 242™ alloy is an age-hardenable nickel-molybdenum-chromium alloy which derives itsstrength from a long-range-ordering reaction upon aging. Ithas tensile and creep strengthproperties up to 13000F (7050C)which are as much as doublethose for solid solution strength-ened alloys, but with highductility in the aged condition.The thermal expansion charac-teristics of 242 alloy are muchlower than those for most otheralloys, and it has very goodoxidation resistance up to 15000F(8150C). Other attractive featuresinclude excellent low cyclefatigue properties, very goodthermal stability, and resistanceto high-temperature fluorine andfluoride environments.

FabricationHAYNES 242 alloy has verygood forming and weldingcharacteristics in the annealed

condition. It may be forged orotherwise hot-worked byconventional techniques, and itis readily cold formable.Welding may be performed inthe annealed condition bystandard gas tungsten arc(GTAW) or gas metal arc(GMAW) techniques. Use ofmatching composition fillermetal is suggested. For furtherinformation on forming andfabrication, contact HaynesInternational.

Heat TreatmentHAYNES 242 alloy is furnishedin the annealed condition,unless otherwise specified. Thealloy is usually annealed in therange of 1900-20500F (925-11200C), depending uponspecific requirements, followedby an air cool (or more rapidcooling) before aging. A waterquench is recommended forheavy section components.

Aging is performed at 12000F(6500C) for a period of 24-48hours, followed by an air cool.

Available in Convenient FormsHAYNES 242 alloy is producedin the form of reforge billet, bar,plate, sheet, and wire weldingproducts, all in various sizes.Other forms may be produced

upon request.

ApplicationsHAYNES 242 alloy combinesproperties which make itideally suited for a variety ofcomponent applications inthe aerospace industry. It willbe used for seal rings,containment rings, ductsegments, casings, fasteners,rocket nozzles, pumps, andmany others. In the chemicalprocess industry, 242 alloywill find use in high-tempera-ture hydrofluoric acid vapor-containing processes as aconsequence of its excellentresistance to that environ-ment. The alloy also displaysexcellent resistance to high-temperature fluoride saltmixtures. The high strengthand fluorine environment-resistance of 242 alloy hasalso been shown to providefor excellent service influoroelastomer processequipment, such as extrusionscrews.

CHEMICAL COMPOSITION, PERCENT

Ni Mo Cr Fe Co Mn Si Al C B Cu

65a 24.0- 7.0- 2.0* 2.5* 0.80* 0.80* 0.50* 0.03* 0.006* 0.50*26.0 9.0-

a As balance

*Maximum

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4Haynes 242 alloy

HAYNES® 242™ alloy is an age-hardenable material whichcombines excellent strengthand ductility in the agedcondition with goodfabricability in the annealedcondition. It is particularly

STRESS-RUPTURE STRENGTH

effective for strength-limitedapplications up to 13000F(7050C), where its strength is asmuch as double that for typicalsolid-solution strengthenedalloys. It may be used at higher

temperatures, where itssolid-solution strength isstill excellent, but oxida-tion resistance limits suchuses to about 1500-16000F (815-8700C).

COMPARISON OF 100 HOUR STRESS-RUPTURE STRENGTHS*

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5HAYNES 242 alloy

STRESS-RUPTURE STRENGTH (continued)

HOT-ROLLED PLATE – ANNEALED AND AGED

Test Approximate Initial Stress, Ksi (MPa)

Temperature Required to Cause Rupture in Specified Time0F (0C) 10 Hrs. 100 Hrs. 1000 Hrs.

1000 (540) 160 (1105) 140 (965) 120 (825)

1100 (595) 130 (895) 110 (760) 93 (640)

1200 (650) 105 (725) 90 (620) 75 (515)

1300 (705) 86 (595) 69 (475) 35 (240)

1400 (760) 62 (425) 29 (200) 17 (115)

1500 (815) 26 (180) 16 (110) 11 (76)

1600 (870) 15 (105) 11 (74) –

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6HAYNES 242 alloy

COMPARISON OF YIELD STRENGTHS AND ELONGATIONS*

TENSILE PROPERTIES

BAR AND RINGS – ANNEALED AND AGED

Ultimate

Test Tensile 0.2% Yield Elongation Reduction

Temperature Strength Strength in 4D in Area0F (0C) Ksi MPa Ksi MPa % %

Room 187.4 1290 122.4 845 33.7 45.7

200 (95) 180.7 1245 110.4 760 31.7 47.0

400 (205) 173.5 1195 102.3 705 33.0 51.8

600 (315) 168.6 1160 96.5 665 33.4 48.4

800 (425) 161.3 1110 86.3 595 37.6 45.9

1000 (540) 156.3 1080 78.3 540 38.3 49.9

1200 (650) 144.9 1000 82.7 570 33.2 41.1

1400 (760) 106.2 730 44.9 310 44.3 54.1

1600 (870) 72.5 500 44.8 310 49.7 85.1

1800 (980) 42.0 290 30.6 210 54.0 97.8

HAYNES® 242™ alloy exhibitsmuch higher yield strength thantypical solid-solution-strength-ened nickel-base alloys, suchas HASTELLOY® S alloy, butalso possesses excellentductility in the fully heat-treatedcondition. This can translate intoexcellent containment charac-teristics for gas turbine ringsand casings, particularly whencoupled with 242 alloy's lowerexpansion coefficient andexcellent ductility retentionfollowing thermal exposure. Thiscombination is also well suitedfor a range of fastener andbolting applications up to13000F (7050C).

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7 HAYNES 242 alloy

TENSILE PROPERTIES (continued)

HOT-ROLLED PLATE – ANNEALED AND AGED(a)

Ultimate

Test Tensile 0.2% Yield Elongation Reduction

Temperature Strength Strength in 4D in Area0F (0C) Ksi MPa Ksi MPa % %

75 (25) 193 1330 126 868 36 –

400 (205) 176 1213 101 696 43 52

800 (425) 165 1137 91 627 45 52

1000 (540) 164 1130 89 613 44 51

1100 (595) 160 1102 89 613 44 51

1200 (650) 141 971 87 599 29 31

1300 (705) 118 813 73 503 28 30

COLD-ROLLED SHEET – ANNEALED AND AGED(a)

Ultimate

Test Tensile 0.2% Yield Elongation Reduction

Temperature Strength Strength in 4D in Area0F (0C) Ksi MPa Ksi MPa % %

75 (25) 187 1288 120 827 38 –

1000 (540) 165 1137 106 730 31 –

1100 (595) 150 1034 102 703 18 –

1200 (650) 135 930 96 661 14 –

1300 (705) 109 751 83 572 10 –

(a) Average of two tests per heat, two heats of each product form.

Solution Annealed + Aged 12000F-48 hr.

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8HAYNES 242 alloy

TENSILE PROPERTIES (continued)

COLD-REDUCED SHEET – AS COLD-WORKED AND COLD-WORKED PLUS AGED

Ultimate

Test Tensile 0.2% Yield Elongation

Temperature Strength Strength in 2 in. (50 mm)0F (0C) Ksi MPa Ksi MPa %

M.A. Room 137.6 950 65.3 450 47

M.A. + 20% C.W. Room 169.6 1170 139.5 960 20

M.A. + 40% C.W. Room 217.9 1500 181.3 1250 8

M.A. + Age Room 192.0 1325 130.0 895 32

M.A. + 20% C.W. + Age Room 209.5 1445 173.0 1195 21

M.A. + 40% C.W. + Age Room 244.7 1685 219.7 1515 11

M.A. + 40% C.W. + Age 1100 (595) 201.9 1390 191.4 1320 11

M.A. + 40% C.W. + Age 1200 (650) 198.7 1370 145.9 1005 8

M.A. + 40% C.W. + Age 1300 (705) 183.7 1265 134.3 925 11

M.A. + 40% C.W. + Age 1400 (760) 156.0 1075 94.1 650 32

*M.A. = Solution Anneal; C.W. = Cold Work; Age = Standard Aging Treatment.

HAYNES® 242 alloy has excel-lent strength and ductility as acold-reduced and directly agedproduct. Coupled with its low

thermal expansion characteris-tics, this makes it an excellentchoice for fasteners and springs.

COMPARATIVE FASTENER ALLOY TENSILE PROPERTIES*

HAYNES 242 alloy comparesvery favorably with other cold-worked and directly agedfastener alloys. The graphsbelow present comparative

room temperature tensileproperties for 40% cold-reduced and aged sheetproduct.

Ultimate and Yield Strength Elongation

250

200

150

100

50

1500

1000

500

242TM

alloy

Alloy

718

Alloy

A-286

UTS-

YS-

*Alloys cold-rolled to 40% reduction. 242 alloy aged 12000F (6500C)/24 hours/AC; alloy 718 aged 13250F (7200C)/8 hours/FC to 11500F (6200C)/8

hours/AC; alloy A-286 aged 12000F (6500C)16 hours/AC.

10

8

6

4

2

242TM

alloy

Alloy

718

Alloy

A-286

ST

RE

SS

, K

si

ST

RE

SS

, M

Pa

EL

ON

GA

TIO

N,

% in

2 in

. (5

0 m

m)

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HAYNES 242 alloy9

COMPARISON OF THERMAL EXPANSION CHARACTERISTICS

TOTAL THERMAL EXPANSION, ROOM TO ELEVATED TEMPERATURE

HAYNES® 242™ alloy exhibitssignificantly lower thermalexpansion characteristics thanmost nickel-base high-tempera-ture alloys in the range oftemperature from room tempera-ture to 16000F (8700C). Although

Mean Coefficient of Expansion

From RT to Temperature, in./in.-0F (mm/mm-0C) x 10 -6

Material 10000F (5400C) 11000F (5950C) 12000F (6500C) 13000F (7050C) 14000F (7600C)

Alloy 909 5.0 (9.0) 5.4 (9.7) 5.8 (10.4) 6.2 (11.2) 6.6 (11.9)

242TM alloy 6.8 (12.2) 6.8 (12.3) 7.0 (12.6) 7.2 (13.0) 7.7 (13.9)

Alloy B 6.7 (12.0) 6.7 (12.0) 6.7 (12.0) 6.9 (12.4) 7.1 (12.8)

Alloy N 7.3 (13.1) 7.4 (13.3) 7.5 (13.5) 7.6 (13.7) 7.8 (14.0)

Alloy S 7.4 (13.2) 7.5 (13.5) 7.6 (13.7) 7.8 (14.0) 8.0 (14.4)

Alloy X 8.4 (15.1) 8.5 (15.3) 8.6 (15.5) 8.6 (15.7) 8.8 (15.8)

MEAN COEFFICIENT OF THERMAL EXPANSION

its expansion is greater thanthat for alloy 909 below 10000F(5400C), at higher tempera-tures, the difference narrowsconsiderably.

The following compares the mean coefficient of expansion for several alloys:

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LOW CYCLE FATIGUE PROPERTIES

STRESS-CONTROLLED NOTCHED LCF PROPERTIES (HOT-ROLLED RINGS)

The following LCF propertieswere generated from hot-rolledand fully heat-treated plate.Testing was performed in thetransverse direction utilizing asmooth, round bar specimen

The following test results weregenerated from hot-rolled andfully heat-treated rings destinedfor actual gas turbine enginepart applications. Testing wasperformed in the tangentialdirection utilizing a round test

bar geometry with a doublenotch design (K

t=2.18). Load-

ing was uniaxial cycling with anR-ratio of 0.05 stress and acycle frequency of 20 cpm(0.33 Hz).

Maximum Stress Cycles to Failure at 12000F (6500C), NF

Ksi MPa 242TM alloy Alloy 909

110 760 845 2,835

100 690 12,220 22,568

95 655 32,587 13,796

90 620 76,763 59,679; 40,525

85 585 297,848 47,707; 43,701

80 550 304,116* 129,573**

* No crack observed at 198,030 cycles. 8 mil (200µm) crack observed at 200,000 cycles.

**No crack observed at 45,800 cycles. 8 mil (200µm) crack observed at 47,770 cycles.

HIGH-TEMPERATURE HARDNESS PROPERTIES

The following are results from standard vacuum furnace hot hardness tests. Values are given in originallymeasured DPH (Vickers) units and conversions to Rockwell C/B scale in parentheses.

Vickers Diamond Pyramid Hardness (Rockwell C/B Hardness)

Material 8000F (4250C) 10000F (5400C) 12000F (6500C) 14000F (7600C) 16000F (8700C)

242TM alloy 271 (RC 26) 263 (R

C 24) 218 (R

B 95) 140 (R

B 75) 78

Alloy 6B 269 (RC 26) 247 (R

C 22) 225 (R

B 98) 153 (R

B 81) 91

Alloy 25 171 (RB 87) 160 (R

B 83) 150 (R

B 80) 134 (R

B 74) 93

Alloy 188 170 (RB 86) 159 (R

B 83) 147 (R

B 77) 129 (R

B 72) 89

230® alloy 142 (RB 77) 139 (R

B 76) 132 (R

B 73) 125 (R

B 70) 75

556TM alloy 132 (RB 73) 129 (R

B 72) 118 (R

B 67) 100 (R

B 55) 67

10HAYNES 242 alloy

geometry. The specimens weretested by fully reversed axialstrain cycling, R-ratio of -1.0,and a cycle frequency of 20cpm (0.33 Hz) at a strain rangeof 1%.

Cycles to Failure at 12000F (6500C), NF

HAYNES® 242TM alloy HASTELLOY® X alloy HAYNES 188 alloy HAYNES HR-120® alloy

2000 4000 2100 3600

STRAIN-CONTROLLED LCF PROPERTIES (HOT-ROLLED PLATE)

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HAYNES 242 alloy11

THERMAL STABILITY

COMPARATIVE RETAINED DUCTILITY AND IMPACT STRENGTH

HAYNES® 242™ alloy has excel-lent retained ductility and impactstrength after long-term thermalexposure at temperature.Combined with its high strengthand low thermal expansioncharacteristics, this makes forvery good containment proper-ties in gas turbine static struc-

tures. The graphs belowshow the retained room-temperature tensile elonga-tion and impact strength for242 alloy versus otherrelevent materials after a4000 hour exposure at12000F (6500C).

Room-Temperature Tensile Elongation Room Temperature Impact Strength

60

50

40

30

20

10

242alloy

AlloyS

%

Fo

ot

– P

ou

nd

s242alloy

AlloyB

Alloy909

AlloyS

AlloyB

Alloy909

Unexposed 12000F (6500C) for4000 Hours*

*Alloy 909 data for 1000 hours.

60

50

40

30

20

10

150

125

100

75

50

25

242alloy

AlloyS

Jo

ule

s242alloy

AlloyB

Alloy909

AlloyS

AlloyB

Alloy909

Unexposed 12000F (6500C) for4000 Hours*

200

150

100

50

ROOM-TEMPERATURE PROPERTIES AFTER EXPOSURE AT 12000F (6500C)*

Ultimate

Exposure Tensile 0.2% Yield Elongation Reduction Charpy

Time Strength Strength in 2 in. (50 mm) in Area V-Notch

Hours Ksi MPa Ksi MPa % % Ft.-lbs. Joules

0 179 1235 110 760 39 44 66 90

1000 194 1340 119 820 28 38 41 56

4000 196 1350 122 840 25 37 31 42

8000 193 1330 121 835 24 39 26 35

*Samples machined from plate after exposure. Duplicate tests.

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12HAYNES 242 alloy

TYPICAL PHYSICAL PROPERTIES

Temp., 0F British Units Temp., 0C Metric Units

Density Room 0.327 lb/in3 Room 9.05 g/cm3

Melting Range 2350-2510 1290-1375

Electrical Room 48.0 µohm-in Room 122.0 µohm-cm

Resistivity 200 48.5 µohm-in 100 123.4 µohm-cm

400 49.3 µohm-in 200 125.1 µohm-cm

600 50.0 µohm-in 300 126.7 µohm-cm

800 50.6 µohm-in 400 128.0 µohm-cm

1000 51.1 µohm-in 500 129.5 µohm-cm

1200 51.7 µohm-in 600 130.6 µohm-cm

1400 52.4 µohm-in 700 132.0 µohm-cm

1600 51.3 µohm-in 800 132.4 µohm-cm

1800 50.4 µohm-in 900 129.8 µohm-cm

1000 127.6 µohm-cm

Thermal Diffusivity Room 4.7 x 10-3 in2/sec Room 30.5 x 10-3 cm2/sec

200 5.1 x 10-3 in2/sec 100 32.9 x 10-3 cm2/sec

400 5.6 x 10-3 in2/sec 200 35.9 x 10-3 cm2/sec

600 6.1 x 10-3 in2/sec 300 39.0 x 10-3 cm2/sec

800 6.6 x 10-3 in2/sec 400 41.9 x 10-3 cm2/sec

1000 7.2 x 10-3 in2/sec 500 45.0 x 10-3 cm2/sec

1200 7.9 x 10-3 in2/sec 600 48.1 x 10-3 cm2/sec

1400 7.2 x 10-3 in2/sec 700 51.2 x 10-3 cm2/sec

1600 7.0 x 10-3 in2/sec 800 44.2 x 10-3 cm2/sec

1800 7.6 x 10-3 in2/sec 900 46.6 x 10-3 cm2/sec

1000 49.6 x 10-3 cm2/sec

Thermal Room 75.7 BTU-in/ft2 hr.-0F Room 11.3 W/m-K

Conductivity 200 83.6 BTU-in/ft2 hr-0F 100 12.6 W/m-K

400 96.1 BTU-in/ft2 hr-0F 200 14.2 W/m-K

600 108.5 BTU-in/ft2 hr-0F 300 15.9 W/m-K

800 120.9 BTU-in/ft2 hr-0F 400 17.5 W/m-K

1000 133.3 BTU-in/ft2 hr-0F 500 19.2 W/m-K

1200 145.7 BTU-in/ft2 hr-0F 600 20.9 W/m-K

1400 158.2 BTU-in/ft2 hr-0F 700 22.5 W/m-K

1600 170.6 BTU-in/ft2 hr-0F 800 24.2 W/m-K

1800 183.0 BTU-in/ft2 hr-0F 900 25.8 W/m-K

1000 27.5 W/m-K

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HAYNES 242 alloy13

TYPICAL PHYSICAL PROPERTIES (continued)

DYNAMIC MODULUS OF ELASTICITY

Temp., 0F British Units Temp., 0C Metric Units

Specific Heat Room 0.092 BTU/lb-0F Room 386 J/Kg-k

200 0.097 BTU/lb-0F 100 405 J/Kg-K

400 0.100 BTU/lb-0F 200 419 J/Kg-K

600 0.103 BTU/lb-0F 300 431 J/Kg-K

800 0.106 BTU/lb-0F 400 439 J/Kg-K

1000 0.110 BTU/lb-0F 500 451 J/Kg-K

1200 0.118 BTU/lb-0F 600 470 J/Kg-K

1400 0.144 BTU/lb-0F 700 595 J/Kg-K

1600 0.146 BTU/lb-0F 800 605 J/Kg-K

1800 0.150 BTU/lb-0F 900 610 J/Kg-K

1000 627 J/Kg-K

Mean Coefficient of 70-200 6.0 microinches/in-0F 25-100 10.8 µm/m-0C

Thermal Expansion 70-400 6.3 microinches/in-0F 25-200 11.3 µm/m-0C

70-600 6.5 microinches/in-0F 25-300 11.6 µm/m-0C

70-800 6.7 microinches/in-0F 25-400 11.9 µm/m-0C

70-1000 6.8 microinches/in-0F 25-500 12.2 µm/m-0C

70-1100 6.8 microinches/in-0F 25-600 12.3 µm/m-0C

70-1200 6.9 microinches/in-0F 25-650 12.4 µm/m-0C

70-1300 7.2 microinches/in-0F 25-700 13.0 µm/m-0C

70-1400 7.7 microinches/in-0F 25-750 13.7 µm/m-0C

70-1600 8.0 microinches/in-0F 25-800 14.0 µm/m-0C

70-1800 8.3 microinches/in-0F 25-900 14.5 µm/m-0C

25-1000 15.0 µm/m-0C

Dynamic Dynamic

Modulus of Modulus of

Elasticity, Elasticity,

Temp., 0F 106 psi Temp., 0C GPa

Room 33.2 Room 229

200 32.7 100 225

400 31.8 200 219

600 30.8 300 213

800 29.7 400 206

1000 28.6 500 199

1200 27.6 600 193

1400 25.7 700 185

1600 24.0 800 172

1800 22.4 900 163

1000 152

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HAYNES 242 alloy 14

OXIDATION RESISTANCE

SCHEMATIC REPRESENTATION OF METALLOGRAPHIC TECHNIQUE

USED FOR EVALUATING OXIDATION TESTS

HAYNES® 242™ alloy exhibitsvery good oxidation resistanceat temperatures up to 15000F(8150C), and should not requireprotective coatings for continu-ous or intermittent service at

these temperatures. The alloy isnot specifically designed foruse at higher temperatures, butcan tolerate short-term expo-sures.

1. Metal Loss = (A – B)/2

2. Average Internal Penetration = C

3. Maximum Internal Penetration = D

4. Average Metal Affected = ((A – B)/2) + C

5. Maximum Metal Affected = ((A – B)/2) + D

COMPARATIVE BURNER RIG OXIDATION-RESISTANCE AT 14000F (7600C) FOR 500 HOURS

Average Maximum

Metal Metal Metal

Loss Affected Affected

Alloy Mils µm Mils µm Mils µm

HASTELLOY® N alloy 0.7 18 0.8 20 1.2 30

242TM alloy 1.1 28 1.2 30 1.6 41

HASTELLOY B alloy 1.8 46 2.6 66 2.8 71

Alloy 909 0.3 8 10.8 275 12.8 325

Oxidation Test ParametersBurner rig oxidation tests wereconducted by exposing samples3/8 inch x 2.5 inches x thickness(9mm x 64mm x thickness), in arotating holder, to the products ofcombustion of No. 2 fuel oil

burned at a ratio of air to fuel ofabout 50:1. (Gas velocity wasabout 0.3 mach). Samples wereautomatically removed from thegas stream every 30 minutes and

fan-cooled to near ambienttemperature and then reinsertedinto the flame tunnel.

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HAYNES 242 alloy15

BURNER RIG OXIDATION-RESISTANCE (continued)

Microstructures shown relate tothe burner rig oxidation testdata shown on the pageopposite for three of thematerials evaluated. The blackarea shown at the top of thepictures for 242TM alloy andalloy B represent thickness lossduring the test. The alloy 909apparently exhibited only minorthickness loss. This is believedto be a consequence of thesample actually swelling duringthe exposure due to oxygenabsorption. The sample alsodeveloped a very thick, coarsescale and extensive internaloxidation. There was alsoevidence of significant crack-ing in the alloy 909 specimendue to the thermal cycling,even though the test sampleswere not constrained.

COMPARATIVE OXIDATION-RESISTANCE IN FLOWING AIR

AT 15000F (8150C) FOR 1008 HOURS*

Metal Loss Average Metal Affected

Alloy Mils µm Mils µm

242TM alloy 0.0 0 0.5 13

HASTELLOY® S alloy 0.0 0 0.5 13

HASTELLOY X alloy 0.1 3 1.1 28

HASTELLOY N alloy 0.4 10 1.2 30

HASTELLOY B alloy 7.2 183 8.2 208

Alloy 909 4.4 112 19.4 493

*Coupons exposed to flowing air at a velocity of 7.0 feet/minute (2.1m/minute) past the samples. Samples cycled to room temperature once-a-day.

HAYNES® 242™ alloy

Average Metal Affected = 1.2 Mils (30 µm)

HASTELLOY® B alloy

Average Metal Affected = 2.6 Mils (66 µm)

Alloy 909

Average Metal Affected = 10.8 Mils (275 µm)

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HAYNES 242 alloy 16

RESISTANCE TO HIGH-TEMPERATURE FLUORIDE ENVIRONMENTS

Research has shown thatmaterials which have highmolybdenum content and lowchromium content are generallysuperior to other materials inresisting high-temperature

COMPARATIVE RESISTANCE TO 70% HF AT 16700F (9100C) FOR 136 HOURS

corrosion in fluorine-contain-ing environments. HAYNES®

242™ alloy is in that category,and displays excellent resis-tance to both fluoride gas andfluoride salt environments.

COMPARATIVE RESISTANCE TO KCl-KF-NaF MIXED SALTS

Samples were exposed to amixture of KCl-KF-NaF salts fora total of 40 hours in service.Temperature was cycled from1290 to 16500F (700-9000C)during the course of theexposure.

Thickness Loss

Alloy Mils mm

242TM alloy 12.6 0.3

HASTELLOY® S alloy 15.8 0.4

HASTELLOY N alloy 15.8 0.4

Alloy 625 47.2 1.2

230® alloy 70.9 1.8

C-22® alloy 78.7 2.0

Alloy 600 141.7 3.6

AV

ER

AG

E M

ET

AL

AF

FE

CT

ED

(M

ils)

AV

ER

AG

E M

ET

AL

AF

FE

CT

ED

m)

125

100

75

50

25

5

4

3

2

1

AlloyN

AlloyS

242alloy

AlloyC-276

AlloyX

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HAYNES 242 alloy17

RESISTANCE TO NITRIDING

HAYNES® 242™ alloy have verygood resistance to nitridingenvironments. Tests were

performed in flowing ammonia at18000F (9800C) for 168 hours.Nitrogen absorption was deter-

mined by chemical analysisbefore and after exposure andknowledge of the specimen area.

Nitrogen Absorption

Alloy (mg/cm 2)

HAYNES® 214 alloy 0.3

HAYNES 242™ alloy 0.7

Alloy 600 0.9

HAYNES 230® alloy 1.4

HASTELLOY® X alloy 3.2

Alloy 800H 4.0

Type 316 Stainless Steel 6.0

Type 304 Stainless Steel 7.3

Type 310 Stainless Steel 7.7

RESISTANCE TO SALT-SPRAY CORROSION

HAYNES 242 alloy exhibits goodresistance to corrosion bysodium-sulfate-containing seawater environment at 12000F(6500C). Tests were performed

Metal Loss Maximum Metal Affected

Alloy Mils µm Mils µm

HASTELLOY® S alloy 0.10 2.5 0.20 5.1

HAYNES® 242™ alloy 0.15 3.8 0.30 7.6

HASTELLOY B alloy 0.20 5.1 0.30 7.6

Alloy 909 0.40 10.2 1.20 30.5

by heating specimens to 3000F(1500C), spraying with a simu-lated sea water solution, coolingand storing at room temperaturefor a week, heating to 12000F

(6500C) for 20 hours in still air;cooling to room temperature,heating and spraying again at3000F (1500C), and storing atroom temperature for a week.

RESISTANCE TO HYDROGEN EMBRITTLEMENT

Notched room-temperaturetensile tests performed inhydrogen and air reveal that242 alloy is roughly equivalentto alloy 625 in resistinghydrogen embrittlement, andappears to be superior tomany important materials.Tests were performed in MIL-P27201B grade hydrogen,with a crosshead speed of0.005 in./min. (0.13 mm/min.).

Ratio of Notched

Hydrogen Pressure Tensile Strength

Alloy Psig MPa Kt Hydrogen/Air

Waspaloy alloy 7,000 48 6.3 .78

Alloy 625 5,000 34 8.0 .76

242TM alloy 5,000 34 8.0 .74

Alloy 718 10,000 69 8.0 .46

Alloy R-41 10,000 69 8.0 .27

Alloy X-750 7,000 48 6.3 .26

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HAYNES 242 alloy 18

Corrosive Temperature Exposure 242™ alloy C-22® alloy

Media 0F (0C) Hours alloy B-2 alloy N

5% HF 175 (79) 24 14 (0.36) 12 (0.30) 25 (0.64) 20 (0.51)

48% HF 175 (79) 24 32 (0.81) 25 (0.64) 27 (0.69) 31 (0.79)

70% HF 125 (52) 24 35 (0.89) 66 (1.68) 32 (0.81) 48 (1.22)

10% HCl Boiling 24 22 (0.56) 7 (0.18) 400 (10.16) 204 (5.18)

20% HCl Boiling 24 41 (1.04) 15 (0.38) 380 (9.65) –

55% H3PO

4Boiling 24 3 (0.08) 4 (0.10) 9 (0.23) –

85% H3PO

4Boiling 24 4 (0.10) 4 (0.10) 120 (3.05) –

10% H2SO

4Boiling 24 2 (0.05) 2 (0.05) 11 (0.28) 46 (1.17)

50% H2SO

4Boiling 24 5 (0.13) 1 (0.03) 390 (9.91) –

99% ACETIC Boiling 24 <1 (<0.03) 1 (0.03) Nil –

AQUEOUS CORROSION RESISTANCE

Although not specifically de-signed for use in applicationswhich require resistance toaqueous corrosion, 242TM alloydoes exhibit resistance in somemedia which compares favorably

with that exhibited by traditionalcorrosion-resistant alloys. Datashown for 242 alloy was gener-ated for samples tested in themill annealed condition.

Corrosion Rate, Mils/year (mm/year)

FABRICATION AND WELDING

HAYNES® 242 alloy has excellentforming and welding characteris-tics. It may be hot-worked attemperatures in the range ofabout 1800-22500F (980-12300C)provided the entire piece issoaked for a time sufficient tobring it uniformly to temperature.Initial breakdown is normallyperformed at the higher end ofthe range, while finishing isusually done at the lower tem-peratures to afford grain refine-ment.

As a consequence of its goodductility, 242 alloy is also readilyformed by cold-working. All hot-or cold-worked parts should beannealed at 1900-20500F (925-11200C) and cooled by air coolor faster rate before aging at12000F (6500C) in order todevelop the best balance ofproperties.

The alloy can be welded by avariety of processes, includinggas tungsten arc, gas metalarc, and shielded metal arc.High heat input processessuch as submerged arc andoxyacetalyne welding are notrecommended.

Welding ProceduresWelding procedures commonto most high-temperature,nickel-base alloys are recom-mended. These include useof stringer beads and aninterpass temperature lessthan 2000F (950C). Preheat isnot required. Cleanliness iscritical, and careful attentionshould be given to theremoval of grease, oil, crayonmarks, shop dirt, etc. prior towelding. Because of thealloy's high nickel content,the weld puddle will besomewhat "sluggish" relativeto steels. To avoid lack of

fusion and incomplete penetra-tion defects, the root openingand bevel should be suffi-ciently open.

Filler MetalsHAYNES 242 alloy should bejoined using matching fillermetal. If shielded metal arcwelding is used, HASTELLOY®

W alloy coated electrodes aresuggested.

Post-Weld Heat TreatmentHAYNES 242 alloy is normallyused in the fully-aged condi-tion. However, followingforming and welding, a fullsolution anneal is recom-mended prior to aging in orderto develop the best joint andoverall mechanical properties.

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HAYNES 242 alloy19

FABRICATION AND WELDING (continued)

HEALTH AND SAFETY INFORMATION

Welding can be a safe occupa-tion. Those in the weldingindustry, however, should beaware of the potential hazardsassociated with welding fumes,gases, radiation, electric shock,heat, eye injuries, burns, etc.Also, local, municipal, state, andfederal regulations (such asthose issued by OSHA) relativeto welding and cutting processesshould be considered.

Nickel-, cobalt-, and iron-basealloy products may contain, invarying concentrations, thefollowing elemental constituents:aluminum, cobalt, chromium,copper, iron, manganese,molybdenum, nickel and tung-

MACHINING GUIDELINES

Typical root, face, and sidebends (L to R) for welded242TM alloy 0.5-inch (13 mm)plate and matching fillermetal. Bend radius was 1.0inch (25 mm).

HAYNES® 242™ alloy may bemachined in either the solution-annealed or aged conditions.Carbide tools are recommended.In the annealed condition (R

B 95-

100 typical hardness) the alloy issomewhat "gummy". Better

sten. For specific concentra-tions of these and other ele-ments present, refer to theMaterial Safety Data Sheets(MSDS) H3095 and H1072 forthe product.

Inhalation of metal dust orfumes generated from welding,cutting, grinding, melting, ordross handling of these alloysmay cause adverse healtheffects such as reduced lungfunction, nasal and mucousmembrane irritation. Exposureto dust or fumes which may begenerated in working with thesealloys may also cause eyeirritation, skin rash and effectson other organ systems.

The operation and maintenanceof welding and cutting equip-ment should conform to theprovisions of American NationalStandard ANSI/AWS Z49.1,"Safety in Welding and Cutting".Attention is especially called toSection 7 (Protection of Person-nel) and 8 (Health Protection andVentilation) of ANSI/AWS Z49.1.Mechanical ventilation is advis-able and, under certain condi-tions such as a very confinedspace, is necessary duringwelding or cuttiing operations, orboth, to prevent possible expo-sure to hazardous fumes, gases,or dust that may occur.

results may be achieved byperforming machining opera-tions on material in the age-hardened condition (R

C 35-39

typical hardness). Finishturning has been successfullydone employing carbide tools

with a depth of cut in the rangeof 0.010-0.020 inch (0.25-0.50mm), rotation speeds of 200-400rpm, 40-80 sfm, and a water-base lubricant.

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STANDARD PRODUCTSBy Brand or Alloy Designation:

B-3®, C-4, C-22®, C-22HS®, C-276, C-2000®, G-30®, G-35®, G-50®, HYBRID-BC1™, and N

Corrosion-Wear Resistant Alloy

ULTIMET®

25, R-41, 75, HR-120®, HR-160®, HR-224™, 188, 214®, 230®, 230-W®, 242®, 263, 282®, 556®, 617, 625,

625SQ®, 718, X-750, MULTIMET®, NS-163™, and Waspaloy

Wear-Resistant Alloy

Ti-3Al-2.5V

HASTELLOY® High-Temperature Alloys

HASTELLOY® Corrosion-Resistant Alloys

S, W, and X

HAYNES® High-Temperature Alloys

6B

HAYNES® Titanium Alloy Tubular

Properties Data: The data and information in this publication are

based on work conducted principally by Haynes International,

Inc. and occasionally supplemented by information from the open

literature, and are believed to be reliable. However, Haynes

does not make any warranty or assume any legal liability or

responsibility for its accuracy, completeness, or usefulness,

nor does Haynes represent that its use would not infringe

upon private rights.

Any suggestions as to uses and applications for specific

alloys are opinions only and Haynes International, Inc. makes no

warranty of results to be obtained in any particular situation. For

specific concentrations of elements present in a particular product

and a discussion of the potential health affects thereof, refer to

the Material Safety Data Sheet supplied by Haynes International,

Inc. All trademarks are owned by Haynes International, Inc.

Standard Forms: Bar, Billet, Plate, Sheet, Strip, Coils, Seamless or Welded Pipe & Tubing, Pipe

Fittings, Flanges, Fittings, Welding Wire, and Coated Electrodes

052008

Global Headquarters1020 West Park Avenue

P.O. Box 9013

Kokomo, Indiana 46904-9013 (USA)

Phone: 1-800-354-0806 or (765) 456-6012

Fax: (765) 456-6905

For your local service center or sales offi ce, please call or visit our website.

www.haynesintl.com

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Teilnr. Anzahl Bauteil Norm/Artikelnr. Material Hersteller

1 1 Flachdichtung_1 - ? -

2 1 Flachdichtung_2 - ? -

3 1 Steckerhalterung_1 - Hastelloy -

4 1 Steckerhalterung_2 - Hastelloy -

5 1 Kupplung_Teil2a - Hastelloy -

6 1 Kupplung_Teil2b - Hastelloy -

7 1 Kupplung_Teil1 - Hastelloy -

8 1 Ueberwurfmutter - Hastelloy -

9 1 O-Ring Parker-Nr.: 2-352 Fluorokarbon (FKM) Parker Hannifin

10 1 O-Ring Parker-Nr.: 2-355 Fluorokarbon (FKM) Parker Hannifin

11 12 Zylinderschraube ISO 4762 - M10 x 90 - 12.9 - -

12 12 Senkschraube ISO 10642 - M5 x 20 - 8.8 - -

13 3 Zylinderstift ISO 2338 - 6 m6 x 50 - St - -

14 3 Zylinderstift ISO 2338 - 8 m6 x 50 - St - -

15 1 Zylinderstift ISO 2338 - 8 m6 x 20 - St - -

16 1 Apparatedose EGG.3K.310.SYP - Lemo

17 1 Apparatedose EGG.4K.306.SYM - Lemo

18 1 Einbaustecker FAG.3K.310.SYBC80 - Lemo

19 1 Einbaustecker FAG.4K.306.SYCC10 - Lemo

20 2 Schmiernippel DIN 71412 A M10x1 - -

21 2 Verschlussschraube DIN 910 M10x1 ? -

22 1 Verschlussschraube DIN 910 M16x1,5 ? -

23 2 Dichtring DIN 7603 A 10 × 13,5 ? -

24 1 Dichtring DIN 7603 A 16 x 20 ? -

Teileliste

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A-A ( 1 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

A A

B B

C C

D D

E E

F F

1 A2

ZusammenbauStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

07.09.2009 roland.lohrer

A

A

1 218 16137

10149 1719 6

5

311

20

21

4

8

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1 A4

Flachdichtung_1Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

28.08.2009 roland.lohrer

n120,00

n100,00

n110,00

t = 1,00

109,00

15°

3 x n8,10

3 x n6,10

n5,00

n5,00

6 x 60

° - n5

,10

n5,00

15°

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1 A4

Flachdichtung_2Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

29.08.2009 Roland

n120,00n

100,00

n5,10

6 x

3 x n6,10

3 x n8,10

n110,00

t = 1,00

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A-A ( 1 : 1 )

B ( 4 : 1 )

C-C ( 1 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

9

9

10

10

11

11

12

12

A A

B B

C C

D D

E E

F F

G G

H H

1 A1

Kupplung_Teil1Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

01.09.2009 roland.lohrer

A

A

B

C

C

120,00

Ø H8

12 x n11,00 - 10,00 TIEF

M155x2

55,00

12,00

3,00 X 45° 6 x M5x0.8 - 10 ,00 TIEF

KERNLOCH 14,00 TIEF

Alle Bohrungen bis auf die beiden n5,00 Bohrungen im Abstand von 30°

15°

3 x n8,00 H7 - 18,00 TIEF

3 x n8,10 - 8,00 TIEF

n110,0

0

109,00

3 x n6,00 H7 - 18,00 TIEF

3 x n6,10 -8,00 TIEF

5,00

7,20 - 0,000,20+

4,50

0,60R `0,20

0,20

R

`0,10

25,00

3,00 X 45°

n100,00

155,00

10,00

1,00 X 45°

15,00Ø

45,00

DIN 158 M10x1 - 8,00 TIEF

KERNLOCH 11,00 TIEF

137,00

15,00Ø

M10x1 - 8,00 TIEF

KERNLOCH 11,00 TIEF

n5,00 -102,00 TIEF

n5,00 -102,00 TIEF

R2,00

n170,00

n170,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

136,00

Ø f7

DIN 509 - F1,2 x 0,4

0,50

0,50

65,00

155,00

85,00

n94,00

H8

n148,00

45,00

3,00 X

20°

n130,

00

22,00

64,00

M16x1.5

Kante gerundet

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A-A ( 1 : 1 )

B-B ( 1 : 1 )C ( 4: 1 )D ( 4 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

A A

B B

C C

D D

E E

F F

1 A2

Kupplung_Teil2aStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

29.08.2009 Roland Lohrer

A

A

B B

C

D

105,00

130,00

f7

Ø

150,00

Ø136,00

H8

Ø

120,00

H8

Ø

37,00

25,006,00

3,00 X 20°

3,00 X 2

n8,00 H7 -11,00 TIEF

12 x M1

0x1.5 -

25,00

TIEF

KERNLO

CH 29,0

0 TIEF

6 x M5x0.8 - 15,00 TIEF

KERNLOCH 18,00 TIEF

8,00Ø H7

25,00

14,00

25,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

n6,00 H7

n6,10 n8,10

14,00

Kante abgerundet

Kante abgerundet

DIN 509 F1,2 x 0,4

DIN 509 F1,2 x 0,4

n115,00

n110,00

Bohrungen im Abstand von 30°

3,00 X 20°

100,00

130,00

16,00

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A-A ( 1 : 1 )

B ( 4: 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

A A

B B

C C

D D

E E

F F

1 A2

Kupplung_Teil2bStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

01.09.2009 roland.lohrer

A

A

B

12 x n

11,00 DU

RCH

DIN 974 - n16,00 X

10,60

n170,00

25,00

25,00

71,00

130,00

n H

8

94,00

n

1,00 X 45°

100,00

15,00

148,00

n

n115,00

3 X 45°

3,00 X 15°

Kante abgerundet

30,00

DIN 158

M10x1

DIN 185 M10x1

12 x n11,00

7,20 + 0,000,02+

3,00

0,20R

-0,10

0,10+

0,60R

-0,20

0,20+

16,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

DIN 509 F1,2 x 0,4

7,00

130,00

n

4,50

n8,10 -10,00 TIEF

15,00

94,00

n H

8

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A-A ( 1 : 1 )1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

A A

B B

C C

D D

1 A3

UeberwurfmutterStatus Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

29.08.2009 Roland

A

A47,00

12,00

132,00

n H8

M155x2

n170,00

12,00

80,00

99,00

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

gerändelt DIN 82-RGE 1,6

80,00

155,30

n

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A-A ( 1 : 1 )

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

A A

B B

C C

D D

1 A3

Steckerhalterung_1Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

28.08.2009 roland.lohrer

A

A

120,00

Ø f7

11,00

n110,00

3 x n8,10

3 x n6

,10

n5,00

5,005,00 TIEF

5,005,00 TIEF

5,00

8,50*

9,50*

33,00

Ø39,00

n

5,00

30,00

Ø24,00

Ø

28,50

22,50

6 x Senkung DIN 74 - F5

Alle Bohrungen bis auf die beiden Ø5,00 Bohrungen im Abstand 30°

29,75

33,00

n5,00

45°

54,50

54,50

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung

41,04( )

* Bitte um Rückfrage (Herr Isele Tel.: 5766)

R2,50

R2,50

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A-A ( 1 : 1 )

1 A4

Steckerhalterung_2Status Änderungen Datum Name

Gezeichnet

Kontrolliert

Norm

Datum Name

28.08.2009 roland.lohrer

A A

n120,00 f7

n100,00

n110,00

6x Senkung DIN 74 - F5

1,00

5,00

3x n6,10

3x n8,10

n24,00

22,50

n30,00

28,50

30°

Alle Bohrungen im Abstand von 30°

33,0029,75

Material:Haynes® 242® Alloy

Ni-Mo-Cr-Legierung