Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.
Предоплата всего
Подписываем
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение…………………………………………………………………………...5
2.2.1. Определение расхода воздуха……………………………………………25
2.2.2. Определение количества и состава продуктов сгорания……………….29
2.2.3. Определение температуры горения……………………………………...30
Библиографический список
Приложения
1. Чертеж основного оборудования на 2 листах ф. А1
2. Чертеж планировки участка на 1 листе ф. А2
3. Схема автоматизации на 1 листе ф. А1
4. Спецификация на 4 листах ф. А4
Введение
В данной работе рассматривается термическая обработка стали 18ХГТ на первом участке термического цеха №3 ООО «ЧТЗ-Уралтрак».
В настоящее время широкое применение получили низколегированные и легированные стали, применяемые для изготовления наиболее важных, ответственных деталей и изделий.
Сталь 18ХГТ относится к конструкционным легированным сталям и находят широкое применение в машиностроении. Из стали этой марки изготавливаются ответственные детали, работающих в сложных условиях нагружения, нормальных, пониженных и повышенных температурах. Это такие, как оси, валы, шестерни, звездочки, коленвалы, шатуны, ответственные болты, шпильки, диски, детали паровых турбин, цельнокованые роторы и другие.
Применение стали 18ХГТ для объясняется тем, что, будучи легированной и сравнительно недорогой, сталь обладает высокой надежностью и долговечностью при эксплуатации.
1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ
1.1. Применение конструкционных сталей и предъявляемые к ним требования
В современном машиностроении для повышения долговечности ответственных деталей широко используются процессы химико-термической обработки, из которых наибольшее распространение получили цементация и нитроцементация. В результате применения этих методов упрочнения повышается твердость и износостойкость поверхности деталей, возрастает усталостная прочность и увеличивается контактная выносливость.
Для обеспечения требуемой твердости, как на поверхности зубьев, так и в сердцевине их необходимо высокая закаливаемость, а прокаливаемость сердцевины должна регулироваться в достаточно узких пределах. После химико-термической обработки сталь должна обладать удовлетворительной вязкостью при высоких значениях пределов прочности, предела усталости и предела контактной выносливости, в связи с чем для шестерен рекомендуется применять только наследственно-мелкозернистые стали (балл 6-8). Кроме того, применение мелкозернистых сталей позволяет использовать наиболее рациональный для массового производства режим непосредственной закалки или закалки с подстуживанием после цементации, вследствие чего уменьшается деформация шестерен и снижаются затраты на их обработку.
Сталь для шестерен должна обладать хорошей обрабатываемостью резанием, вследствие чего особое значение приобретает выбор правильного режима предварительной термической обработки заготовок шестерен перед нарезанием зуба. При неудовлетворительной микроструктуре заготовки ухудшается качество рабочей поверхности зубьев шестерен, а возникающие в металле внутренние напряжения способствуют увеличению деформации шестерен. Такие дефекты недопустимы, поскольку зубья шестерен после химико-термической обработки обычно не подвергают обработки, устраняющей деформацию и исправляющей качество поверхности.
Содержание легирующих (особенно дефицитных) элементов в стали для шестерен не должно быть чрезмерно высоким, чтобы было можно применять наиболее экономически и технически выгодный метод непосредственной закалки шестерен после цементации и нитроцементации. Необходимо учитывать, что непосредственная закалка высоколегированных сталей неприемлема из-за опасности образования чрезмерно большого количества остаточного аустенита в структуре слоя, вследствие чего прочность шестерен может значительно снизиться.
Важно также, чтобы стали при химико-термической обработке не были склонны к чрезмерному перенасыщению поверхности углеродом и азотом (при нитроцементации). В связи с тем, что необходимо обеспечить требуемую прокаливаемость сердцевины зуба и добиться минимальной деформации при закалки, шестерни ответственного назначения изготовляют из легированных, закаливающихся в масле сталей. Углеродистые стали, закаливающиеся в воде, для этих изделий не применяются[1].
1.2. Химический состав и свойства стали 18ХГТ
Сталь 18ХГТ относится к конструкционным легированным сталям и находит широкое применение в машиностроении. Из стали этой марки изготавливаются улучшаемые или цементируемые детали ответственного назначения, от которых требуется повышенная прочность и вязкость сердцевины, а также высокая поверхностная твердость, работающая под действием ударных нагрузок.
Заменителями этой марки стали являются стали: 30ХГТ, 25ХГТ, 12ХН3А, 12Х2Н4А, 20ХН2М, 14ХГСН2МА, 20ХГР. Но из этих всех марок сталей, 18ХГТ является самой дешевой, и поэтому применяют именно ее.
Химический состав стали 18ХГТ представлен в таблице 1.[2]
Таблица 1 – Химический состав стали 18ХГТ (% весовые)
|
C |
Si |
Mn |
Ni |
S |
P |
Cr |
Ti |
Cu |
|
0,17-0,23 |
0,17-0,37 |
0,8-1,1 |
до 0,3 |
до 0,035 |
до 0,035 |
1,0-1,3 |
0,03-0,09 |
до 0,3 |
Критические точки данной стали, приведены в таблице 2.[2]
Таблица 2 – Температура критических точек стали 18ХГТ,°С
|
Аc1 |
Аc3 |
Mн |
|
735 |
820 |
360 |
На машиностроительных заводах сталь подвергается цементации, закалке и отпуску. Некоторые механические свойства после такой обработки приведены в таблице 3.
Таблица 3 – Механически свойства стали 18ХГТ при 20°С
|
Сечение, мм |
sв, МПа |
sT, МПа |
d, % |
y, % |
KCU, кДж/м2 |
НВ |
HRC |
|
Нормализация 880-950 °С. Закалка 870 °С, масло. Отпуск 200 °С, воздух или вода. |
|||||||
|
Образцы |
880 |
980 |
9 |
50 |
78 |
||
|
Нормализация 930-960 °С. Цементация 930-950 °С. Закалка 825-840 °С, масло. Отпуск 180-200 °С. |
|||||||
|
360 |
640 |
157-207 |
|||||
|
50 |
800 |
1000 |
9 |
285 |
57-63 |
||
|
Цементация 920-950 °С, воздух. Закалка 820-860 °С, масло. Отпуск 180-200 °С, воздух. |
|||||||
|
20 |
930 |
1180 |
10 |
50 |
78 |
341 |
53-63 |
|
60 |
780 |
980 |
9 |
50 |
78 |
240-300 |
57-63 |
Механические свойства стали 18ХГТ при повышенных температурах представлены в таблице 4.
Таблица 4 – Механически свойства стали 18ХГТ при повышенных температурах
|
Температура испытания, °C |
sв, МПа |
sT, МПа |
d, % |
y, % |
НВ |
|
Нормализация |
|||||
|
20 |
420 |
520 |
26 |
77 |
156 |
|
200 |
360 |
460 |
24 |
78 |
|
|
300 |
310 |
465 |
24 |
68 |
|
|
400 |
300 |
470 |
29 |
75 |
|
|
500 |
300 |
410 |
27 |
76 |
|
|
600 |
240 |
325 |
45 |
86 |
|
|
Образец диаметром 6 мм, длиной 30 мм, кованый и нормализованный. Скорость деформирования 50 мм/мин. Скорость деформации 0,03 1/с |
|||||
|
700 |
205 |
235 |
46 |
88 |
|
|
800 |
76 |
135 |
51 |
94 |
|
|
900 |
54 |
95 |
55 |
96 |
|
|
1000 |
50 |
78 |
58 |
100 |
|
|
1100 |
25 |
43 |
61 |
100 |
|
|
1200 |
13 |
25 |
56 |
100 |
Механические свойства стали 18ХГТ в зависимости от температуры отпуска представлены в таблице 5.
Таблица 5 – Механические свойства стали 18ХГТ в зависимости от температуры отпуска
|
Температура отпуска, °C |
sв, МПа |
sT, МПа |
d, % |
y, % |
KCU, кДж/м2 |
HRC |
|
Закалка 880 °С, масло. |
||||||
|
200 |
1150 |
1370 |
11 |
57 |
98 |
41 |
|
300 |
1150 |
1330 |
10 |
57 |
78 |
41 |
|
400 |
1150 |
1210 |
9 |
57 |
78 |
40 |
|
500 |
950 |
940 |
15 |
66 |
144 |
32 |
|
600 |
720 |
780 |
20 |
73 |
216 |
22 |
Механические свойства стали 18ХГТ в зависимости от сечения представлены в таблице 6.
Таблица 6 – Механические свойства стали 18ХГТ в зависимости от сечения
|
Сечение, мм |
sв, МПа |
sT, МПа |
d, % |
y, % |
KCU, кДж/м2 |
HRC |
|
Закалка 850 °С, масло. Отпуск 200 °С, воздух. |
||||||
|
5 |
1320 |
1520 |
12 |
50 |
72 |
|
|
15 |
930 |
1180 |
13 |
50 |
78 |
38 |
|
20 |
730 |
980 |
15 |
55 |
113 |
30 |
|
25 |
690 |
980 |
19 |
50 |
93 |
28 |
1.3. Влияние легирующих элементов на свойства стали 18ХГТ
Сталь 18ХГТ легирована хромом (1,0-1,30%), марганцем(0,80-1,10%) и титаном(0,03-0,09%). Легирующие элементы в общем случае определяют размер зерна аустенита, его устойчивость при охлаждении, свойства феррита и карбидной фазы и другие факторы. Поэтому легирование стали имеет многоцелевое назначение. Один и тот же элемент может влиять на несколько факторов, через них определяя механические свойства стали. [4]
Влияние хрома.
Основное назначение легирования стали 18ХГТ хромом – увеличение прокаливаемости. Прокаливаемость – это глубина проникновения закаленной зоны, а за глубину прокаливаемости принимают расстояние от поверхности закаленного изделия до слоя со структурой, состоящей из 50% мартенсита и 50% троостита.
При полной прокаливаемости сталь имеет лучшие механические свойства, особенно сопротивление хрупкому разрушению, низкий порог хладноломкости, высокое значение работы развития трещины и КСТ и вязкость разрушения. Полоса прокаливаемости изображена на рисунке 1.
Рисунок 1 – Полоса прокаливаемости стали 18ХГТ
С увеличением содержания хрома в среднелегированной стали повышается твердость. Это связано с тем, что легирование хромом стали повышает устойчивость переохлажденного аустенита против распада. Диаграмма изотермического распада аустенита стали 18ХГТ приведена на рисунке 2.
Рисунок 2 – Диаграмма изотермического распада переохлажденного аустенита стали 18ХГТ
Влияние марганца.
Характер влияния марганца на механические свойства стали определяется условиями термообработки и содержанием углерода.
Марганец, являясь наиболее дешевым и в наших условиях более доступным легирующим элементом, способен обеспечить высокую прокаливаемость и за счет этого повышенную однородность структурного состояния стали.
Как легирующий элемент, марганец дает возможность получить такие свойства, которые недостижимы при легировании стали другими элементами (большое упрочнение при пластической деформации, сопротивление ударному износу).
Марганец расширяет область аустенита, причем температура превращения γ–α резко снижается. Совместное влияние углерода и марганца усиливает эффект расширения области аустенита в стали.
Марганец увеличивает растворимость углерода в аустените, несколько смещая т. Е на диаграмме Fe — С вправо, и уменьшает содержание углерода в эвтектоиде, т. е. смещает t. S влево примерно на 0,05% на каждый процент марганца (Рис. 3). С увеличением содержания марганца повышается стабильность аустенита, что приводит к замедлению скоростей перлитного и промежуточного превращений. Марганец, как и углерод, понижает температуры мартенситного превращения и увеличивает количество остаточного аустенита в стали. Такое влияние марганца на превращение аналогично влиянию повышенной скорости охлаждения в углеродистых сталях и обеспечивает получение более дисперсного перлита и меньших количеств доэвтектоидного феррита и заэвтектоидных карбидов.
Рисунок 3 – Влияние легирования углерода в эвтектоиде
Марганец понижает критическую скорость закалки и увеличивает прокаливаемость стали.
Существенным недостатком марганцовистых сталей со средним и высоким содержанием углерода является высокая чувствительность к перегреву при закалке. Например, повышение температуры закалки с 760-780°С до 800°С приводит к заметному росту зерна. Принято считать, что причина этого заключается в повышенной скорости растворения марганцовистых карбидов в аустените.
Особое значение имеет отношение концентрации марганца к углероду. При увеличении отношения марганца к углероду порог хладноломкости падает. Упрочняя феррит и образуя карбиды, марганец повышает прочность стали, но при среднем и высоком содержании углерода сильно понижает вязкость и пластичность.
Влияние титана.
Титан является сильным карбидообразующим элементом, который практически не растворим в цементите, и уже при малых содержаниях в стали образует собственные специальные карбиды TiC. Он вводится для получения более высокой твердости.
Влияние постоянных примесей.
Кроме углерода, в стали присутствуют такие постоянные примеси как кремний, фосфор и сера. Содержание этих элементов в стали 18ХГТ ограничивается следующими верхними пределами: 0.37% Si; 0.035% S; 0.035% P.
Влияние кремния.
Кремний попадает в сталь при раскислении. Кремний необходим для устранения вредных примесей закиси железа, а также вредных сернистых соединений железа. Растворяется в феррите и циментите. Он заметно влияет на свойства стали, повышая прочность в горячекатаных изделиях, изменяя и некоторые другие свойства.
Кремний структурно не обнаруживается, так как полностью растворяется в феррите, кроме той части кремния, которая в виде окиси кремния не успела всплыть в шлак и осталась в металле в виде силикатных включений.
Влияние серы.
Сера, как и фосфор, попадают в металл из руд. При комнатной температуре растворимость серы в феррите практически отсутствует. Поэтому вся сера в стали связана в сульфиды железа и марганца и частично в сульфиды легирующих элементов. С повышением температуры сера растворяется в феррите и аустените, хотя и незначительно, но до вполне определенных концентраций (0,02 % в феррите при 9130С и 0,05 % в аустените при 13650С). Поэтому сернистые включения могут видоизменяться при термической обработке стали.
Если сера связана в сульфид железа FeS, при относительно низких температурах горячей деформации стали, вследствие расплавления эвтектики сульфида железа (9880С), наблюдается красноломкость стали. При более высоких температурах горячей пластической деформации возможна горячеломкость стали.
Увеличение содержания серы в стали мало влияет на прочностные свойства, но существенно изменяет вязкость стали и ее анизотропию в направлениях поперек и вдоль прокатки. Ударная вязкость на образцах, вырезанных поперек направления прокатки, уменьшается с увеличением содержания серы. А в продольном направлении с увеличением содержания серы наблюдается тенденция к повышению ударной вязкости. Это явление связано с усилением полосчатости феррито-перлитной структуры вследствие вытянутости сульфидов в строчки вдоль прокатки.
Влияние фосфора.
Руды железа, а также топливо и флюсы содержат какое-то количество фосфора, которое в процессе производства чугуна остается в нем в той или иной степени и затем переходит в сталь. Растворимость фосфора в феррите и аустените значительно выше, чем содержание фосфора в стали как примеси. Поэтому фосфор в стали целиком находится в твердом растворе, и его влияние на свойства сказывается через изменения свойств феррита и аустенита. Вредное действие фосфора на свойства может усугубляться из-за сильной склонности его к ликвации.
Действие фосфора на свойства феррита проявляется в его упрочняющем влиянии и, особенно в усилении хладноломкости стали.
Фосфор относится к сильным упрочнителям. Несмотря на то, что содержание его в стали обычно не превышает 0,030…0,040 %, он увеличивает предел текучести феррита на 20…30 МПа. В то же время увеличение содержания фосфора в пределах сотых долей процента может вызывать повышение порога хладноломкости на несколько десятков градусов (~20…250С на 0,01 % Р) благодаря сильному уменьшению работы распространения трещины.
1.4. Технологический процесс термообработки стали 18ХГТ
В термический цех сталь 18ХГТ поступает в нормализованном состоянии в виде заготовки шестерни. Микроструктура стали 18ХГТ до заключительной термической обработки состоит из пластинчатого перлита и феррита.
Затем сталь подвергается цементации, закалки и низкому отпуску. Термическая обработка стали производится по схеме, представленной на рисунке 4.
Рисунок 4 - Режим термической обработки стали 18ХГТ
Шестерни загружаются термистом на поддоны по 3 штуки. Затем, после предварительной мойки и сушки, поддоны попадают в цементационную печь. Цементация проходит в течение 17 часов при температуре 9400С. Потом они попадают в камеру охлаждения. Здесь металл охлаждаются до температуры 6700С. Далее поддоны проталкиваются в камеру нагрева под закалку. После нагрева поддон проталкивается на люльку, которая опускается в подогретое масло. Температура масла 70-800С. Затем шестерни моются, сушатся и проталкиваются в отпускную печь. После отпуска термист их выгружает и отправляет на дробеструйную очистку. Схема расположения поддонов представлена на рисунке 5.
Рисунок 5 – Схема расположения поддонов
Термическая обработка стали 18ХГТ производится в следующей последовательности:
1. Металл загружается в печь после выгрузки предыдущей садки.
2. При загрузке шестерен на поддон необходимо, чтобы они не выступали за края поддона.
3. После загрузки металла в печь термист заполняет журнал, куда заносит номер загружаемого поддона, номер и количество детали, время загрузки.
4. Режим термической обработки приведен на рисунке 4.
5. Контроль температуры ведется по сводовым термопреобразователям, расположенным по одному в каждой зоне печи.
6. Контроль над правильным ведением режима термической обработки осуществляет контролер ОТК и старший мастер участка.
7. По окончании термической обработки металл выгружается из печи.
8. После охлаждения шестерни контролер ОТК совместно с термистом проверяют ее на глубину цементационного слоя и на твердость.
1.5. Контроль качества и анализ возможного брака
После термической обработки шестерни из стали 18ХГТ в термическом цехе производится контроль:
Брак, возможный при термической обработке стали 18ХГТ:
2. ОПИСАНИЕ И РАСЧЕТ ОСНОВНОГО И ВСПОМОГАТЕЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
2.1. Общие положения и порядок эксплуатации поточной линии для цементации «Холкрофт» на ООО «ЧТЗ-Уралтрак»
2.1.1. Техническая характеристика печи
1. Термический цех №3 включает одну поточную линию американского производства «Холкрофт», предназначенную для термической обработки шестерен.
2. Проектно-техническая характеристика поточной линии для цементации американского производства «Холкрофт» приведена в таблице 7.
3. Общая схема расположения поддонов представлена на рисунке 6.
Для обогрева печи цементации предусмотрены излучающие «U»-образные трубы, расположенные в горизонтальном положении под сводом печи. Для перемешивания печной атмосферы в печи над каждой зоной предусмотрены вентиляторы, встроенные в свод печи и находящиеся над излучающими (радиационными) трубами. Привод вентиляторов осуществляется от электродвигателей.
У печи газонепроницаемый корпус, изготовленный из стального листа, армированного структурными элементами. Огнеупорная футеровка печи следующая: однослойный под выполнен из огнеупорного 11000С кирпича; стены и свод – двухслойные, выполненные из огнеупорного 11000С кирпича (рабочий слой) и изоляционных плит.
В печи с обоих концов предусмотрены пневматические внутренние двери, облицованные керамическим волокном. Также в печах предусмотрены шарнирные теплоизолированные двери аварийного доступа и смотровые окна с защитными устройствами от сажи.
Для каждой из излучающих трубок предусмотрен рекуператор.
Рисунок 6 – Схема расположения поддонов
Таблица 7 – Проектно-техническая характеристика печи «Холкрофт»
|
№ п/п |
Наименование |
Единица измерения |
Числовое значение |
|
1 |
Количество печей |
шт. |
1 |
|
2 |
Тип печи |
Линия проходных толкательных печей |
|
|
3 |
Внутренние размеры цементационной печи: Длина Ширина Высота |
мм мм мм |
10261 2058 1518 |
|
4 |
Назначение |
Термообработка |
|
|
5 |
Максимальная температура нагрева металла |
0С |
980 |
|
6 |
Применяемое топливо: Вид топлива Объемная теплота сгорания Давление газа |
кДж/м3 кПа |
Природный газ 32,89 0,05 |
|
7 |
Топливо-сжигательное устройство: Тип горелок Расположение горелок Производительность Количество Максимальный расход газа |
м3/ч шт. м3/ч |
Двухпроводные Двухстороннее боковое 20 10 250 |
|
8 |
Максимальный расход воздуха |
м3/ч |
2500 |
|
9 |
Давление воздуха перед горелкой |
кПа |
2,5 |
|
10 |
Способ загрузки |
Консольно-поворотный кран |
|
|
11 |
Максимальная масса садки |
кг |
150 |
2.1.2. Подготовка печи к работе
1. Инструкция БТИ-26-01-94 /Т-2,Т-3/ /"По охране труда для рабочих участка №1 термического цеха №3"/ определен порядок пуска, остановки и эксплуатации камерных печей, а также возможные неисправности и пути их устранения.
2. Схема газопроводов печей представлена на рисунке 7.
Рисунок 7 – Схема газо – воздухопроводов цементационной печи
2.1.3. Сушка и разогрев печи
1. Сушку и разогрев печи после капитального ремонта производить следующим образом:
Поднимается температура до 1500С и далее после выравнивания температуры по всем зонам делается выдержка 30 минут. Затем поднимают температуру на 500С и, также, делается выдержка 30 минут. И так каждые 500С до 8500С. При 8500С делается выдержка 8 часов. Далее также по 500С до заданной температуры.
Подачу эндогаза можно производить при температуре 7500С, но не ниже.
Скорость разогрева печи необходимо поддерживать путем изменения расхода газа и воздуха при всех включенных горелках.
2.1.4. Ведение теплового режима
1. Порядок сборки садки, загрузка ее в печь, температура нагрева и охлаждения, продолжительность выдержки и охлаждения определяются технологической.
2. В период подъема температуры давление в печи должно быть не менее 10 Па.
3. Режим термообработки вести таким образом, чтобы показания всех термопреобразователей имели одинаковые значения. Выравнивание температуры производить путем изменения подачи газа и воздуха дистанционно – кнопкой на все горелки, и вручную – открывая или прикрывая задвижки на газо- и воздухопроводе каждой горелки.
4. К концу периода выдержки металл должен иметь равномерную окраску по длине и по объему садки. Стенки печи должны быть одного цвета с металлом.
2.2. Расчет горения топлива
На ООО «ЧТЗ-Уралтрак» поступает природный газ Бухарского месторождения.
На отводах природного газа к цехам установлены газорегуляторные пункты (ГРП), работающие в автоматическом режиме и поддерживающие постоянное давление газа. После ГРП в цехах имеются газорегуляторные установки (ГРУ), которые также работают в автоматическом режиме и поддерживающие постоянное давление газа на потребителях.
2.2.1. Определение расхода воздуха
Химический состав природного газа указан в таблице 8
Таблица 8 – Химический состав природного газа
|
Метан |
CH4 |
97,8% |
|
Этан |
C2H6 |
1,6% |
|
Пропан |
C3H8 |
0,4% |
|
Углекислый газ |
CO2 |
0,12% |
|
Азот |
N2 |
0,1% |
Влажность составляет 23 г/м3. Определим состав влажного газа:
, (1)
где W – влажность газа.
Составим стехиометрические реакции горения горючих компонентов топлива:
CH4+2О2→CO2+2Н2О
C2H6+3,5О2→2CO2+3Н2О
C3H8+5О2→3CO2+4Н2О
Из реакции видно, что для сжигания 1 моля CH4 требуется 2 моля О2; соответственно 1 моль C2H6 – 3,5 моль О2; 1 моль C3H8 – 5 моль О2.
Поскольку 1 моль любого газа занимает один и тот же объем, равный 22,4 м3, для полного сжигания компонентов газа требуется:
22,4 м3 CH4→44,8 м3 О2
22,4 м3 C2H6→78,4 м3 О2
22,4 м3 C3H8→112 м3 О2
В 100 м3 природного газа рассматриваемого состава содержится 97,8 м3 CH4; 1,6 м3 C2H6; 0,4 м3 C3H8; 0,12 м3 CO2; 0,1 м3 N2. Для сжигания этих компонентов соответственно требуется:
CH4→95,084∙2 = 190,168 м3
C2H6→1,555∙3,5 = 5,443 м3
C3H8→0,379∙5 = 1,895 м3
Итого 197,506 м3 кислорода.
Если сжигание происходит в сухом воздухе, то доля кислорода в нем по объему составляет 21%, а остальные 79% приходится на азот. Таким образом, количество азота в воздухе в 79/21 = 3,762 раза больше количества кислорода. Поэтому расход воздуха для сжигания
100 м3 газа рассматриваемого состава будет равен:
VB = 197,506+197,506·3,762 = 940,524 м3.
На практике для полного сжигания топлива требуется количество воздуха, несколько превышающее теоретическое и называемое действительным расходом. Отношение действительного расхода к теоретическому называют коэффициентом расхода воздуха (α). Значение α = 1,05.
Расход воздуха, состав и количество продуктов сгорания природного газа приведены в таблице 9.
|
|
Продукты сгорания, м3 |
Всего |
- |
- |
- |
- |
- |
- |
α=1,0 |
1041,680 |
100 |
α=1,05 |
1088,779 |
100 |
|
N2 |
743,018 |
0,097 |
- |
743,115 |
71,34 |
780,266 |
71,67 |
|||||||
|
О2 |
- |
- |
- |
- |
- |
- |
- |
9,948 |
0,91 |
|||||
|
Н2О |
190,168 |
4,665 |
1,516 |
- |
- |
2,768 |
199,117 |
19,11 |
199,117 |
18,28 |
||||
|
CO2 |
95,084 |
3,110 |
1,137 |
0,117 |
- |
- |
99,448 |
9,55 |
99,448 |
9,14 |
||||
|
Воздух, м3 |
Всего |
940,524 |
100 |
987,550 |
100 |
|||||||||
|
N2 |
197,506х3,762= 743,018 |
743,018 |
79,0 |
780,169 |
79,0 |
|||||||||
|
О2 |
190,168 |
5,443 |
1,895 |
- |
- |
- |
197,506 |
21,0 |
207,381 |
21,0 |
||||
|
Топливо |
Коли-чество, м3 |
95,084 |
1,555 |
0,379 |
0,117 |
0,097 |
2,768 |
100 |
- |
100 |
- |
|||
|
Содер-жание, % |
95,084 |
1,555 |
0,379 |
0,117 |
0,097 |
2,768 |
100 |
- |
100 |
- |
||||
|
Компо-ненты |
CH4 |
C2H6 |
C3H8 |
CO2 |
N2 |
Н2О |
∑ |
∑, % |
∑ |
∑, % |
2.2.2. Определение количества и состава продуктов сгорания
Для горения газа, рассматриваемого состава в воздухе при α = =1,0 материальный баланс выглядит следующим образом:
Поступило:
CH4 95,084·16 кг = 1521,344 кг
C2H6 1,555·30 кг = 46,650 кг
C3H8 0,379·44 = 16,676 кг
CO2 0,117·44 = 5,148 кг
О2 197,559·32 = 6321,888 кг
N2 из воздуха 743,217·28 = 20810,076 кг
N2 из газа 0,097·28 = 2,716 кг
______________________________
Итого: 28724,498 кг
Получено:
CO2 (0,117+99,331)·44 кг = 4375,712 кг
Н2О 196,349·18 кг = 3534,282 кг
N2 из воздуха 20810,076 кг
N2 из газа 2,716 кг
_______________________________
Итого: 28722,786 кг
Расхождение в приходной и расходной частях материального баланса, обусловлено накоплением ошибки при вычислениях, является приемлемым, поскольку не превышает 0,1 %.
2.2.3. Определение температуры горения
Рассчитываем низшую теплоту сгорания топлива:
(2)
где – тепловой эффект реакции горения соединения;
– доля составляющей в газе.
кДж/м3
Найдем энтальпию продуктов сгорания:
(3)
где – средняя объемная теплоемкость продуктов сгорания, кДж/(м3 град);
– калориметрическая температура.
(4)
где – объем продуктов сгорания, образующихся при сгорании единицы объема топлива, м3/м3.
Тогда энтальпия продуктов сгорания:
(5)
кДж/м3
Зададимся возможной температурой продуктов горения 19000С:
кДж/м3
Поскольку значение зададимся температурой продуктов сгорания 20000С:
кДж/м3
Поскольку , то действительная калориметрическая температура лежит в пределах 1900…20000С и может быть найдена интерполяцией:
0С
Определим действительную температуру горения по формуле:
(6)
где пир – пирометрический коэффициент, пир=0,8…0,85;
tК – калориметрическая температура горения, °С.
°С
2.3. Расчет нагрева металла
Произведем расчет времени нагрева садки в проходной закалочной печи. Садка состоит из трех шестерен. Температура нагрева металла – 810 °С, температура печи – 840 °С. Шестеренки укладываются на поддон, габариты которого BHL = 0,5580,050,558 м.
В зависимости от геометрии нагреваемые тела подразделяются на тонкие и массивные. Условной границей между тонкими и массивными телами является значение критерия Био, равное 0,25, при котором максимальный перепад температур составляет 10 % от начальной разницы температур металла и среды. Таким образом, если мы получим Био меньше 0,25, то садка будет считаться теплотехнически тонкой, если же Био больше 0,25, то садка теплотехнически массивная.
Критерий Био рассчитывается по формуле [7]:
(7)
где S – характерный геометрический размер изделия, 1000 мм;
эф эффективная теплопроводность садки, Вт/(мК);
a – коэффициент теплопередачи, Вт/м2К.
Учитывая сложность теплового процесса на поверхности нагреваемого изделия, коэффициент теплоотдачи считают сложной величиной, которая равна сумме коэффициентов теплоотдачи лучеиспусканием л и конвекцией aк, для среднетемпературных печей, он может быть принят равным 10…15 Вт/м2К:
(8)
Коэффициент теплоотдачи рассчитывается по формуле:
(9)
где Тг – температура дымовых газов в рабочем пространстве печи, К;
ТМср – средняя температура нагреваемого металла, К;
м – степень черноты поверхности изделия;
К – коэффициент, учитывающий процессы лучеиспускания дымовых газов, изделия и стенок печи. Он выражается формулой:
, (10)
где εг – степень черноты дымовых газов;
степень развития кладки, ее численное значение приблизительно равно отношению суммарной внутренней поверхности стенок и свода печи Fп к воспринимающей тепловое излучение поверхности металла Fм:
, (11)
(12)
Степень черноты дымовых газов зависит от состава. В состав печных дымовых газов в основном входят азот, углекислый газ и водяной пар. Азот, как двухатомный газ имеет малую интенсивность теплового излучения, поэтому степень черноты дымовых газов определяется из выражения:
, (13)
где со2 – степень черноты углекислого газа;
н2о – условная степень черноты водяного пара;
поправочный коэффициент на парциальное давление водяного пара.
Степень черноты газа зависит от его температуры, парциального давления р и средней эффективной длины лучей Sэф, которая определяется по формуле:
, (14)
где V – объем, заполненный излучающим газом, м3;
F – площадь стенок, ограничивающих этот объем, м2.
V = Vп – Vм (15)
V = 2,91,371,111 – (0,5580,5580,4).8 = 4,414 – 0,996 = 3,4 м3
F = Fп + Fм (16)
F = 13,76 + 9,6 = 23,36 м2
м.
Для определения со2, н2о и коэффициента используем номограммы (рисунок 1.1) [4]:
Степень черноты дымовых газов определим по формуле (13):
Рассчитаем коэффициент К по формуле (10):
Средняя температура нагреваемого металла будет:
(17)
где tМн , tМк – начальная и конечная температура садки, °С.
, К
Коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием рассчитаем по формуле (9):
Вт/м2К
Суммарный коэффициент теплоотдачи определяется по формуле (8):
= 18,146 + 12 = 30,146 Вт/м2К
Рассчитаем коэффициент Био, используя формулу (7):
Следовательно, нагреваемое изделие теплотехнически «массивное». Определим время нагрева «массивного» изделия в печах непрерывного действия.
Время нагрева садки:
, (18)
где F0 – число Фурье;
а – коэффициент теплоотдачи, м2/с.
, (19)
где спр – средняя теплоемкость, 0,538 кДж/кгК;
- плотность, 7830 кг/м3.
м2/с
Определим температурный критерий:
(20)
Зная значение коэффициента Био и температурного критерия по графикам Будрина рисунок 1.9б [4] найдем значение F0=0,3.
Определим время нагрева садки:
, ч
, ч
2.4. Тепловой расчет печи
Тепловой расчет печи сводится к составлению теплового баланса, который представляет собой уравнение, связывающие приход и расход тепла. С помощью теплового расчета термической печи определим расход топлива и технико-экономические показатели ее работы. Тепловой расчет печи проведем с учетом подогрева воздуха до 400 °С.
Приходные статьи:
1. Тепло, получающееся при сжигании топлива:
, (21)
где низшая теплота сгорания топлива, кДж/м3;
В – расход топлива, м3/с.
, кВт
2. Физическое тепло, вносимое подогретым воздухом:
, (22)
где Vв – действительный расход воздуха, подаваемый для сжигания 1 м3 топлива;
Св, tв – средняя теплоемкость и температура воздуха, кВт/м3с, °С.
, кВт
Таким образом, приход тепла:
, кВт
Расходные статьи:
1. Полезное тепло, расходуемое на нагрев металла:
, (23)
где П – производительность печи, кг/ч;
См – средняя теплоемкость металла в интервале температур от tмн до tмк, кВт/кгс.
, кВт.
2. Потери тепла на нагрев приспособлений:
, (24)
где gт – масса приспособлений, нагреваемая в единицу времени;
ст – средняя теплоемкость металла приспособления в интервале температур от tн до tк, Втс/(кгК);
tн – температура загружаемого в печь приспособления, °С;
tк- температура выгружаемого из печи приспособления, °С.
, кВт.
3. Тепло, теряемое вследствие теплопроводности кладки печи:
(25)
Потери тепла в результате теплопроводности через свод, под и стены печи определяются по уравнению:
, (26)
где tп – температура рабочего пространства печи, °С;
t0 – температура окружающего воздуха, °С;
l1, l2 – коэффициенты теплопроводности слоев кладки, Вт/(мК);
В – коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности кладки печи в окружающую среду, для пламенных печей – 17,56 Вт/(м2К);
S1, S2 – толщина отдельных слоев кладки, м.
Определим потери тепла через боковую стенку, которая состоит из двух слоев: шамота легковеса (ШЛ – 1,3) и диатомита. Эскиз футеровки приведен на рисунке 8.
Рисунок 8 - Эскиз к расчету потерь тепла теплопроводностью через стенку печи
Площади слоев кладки:
Fвн = НвнLвн = 1,1112,9 = 3,22 м2
F1,2 = (Нвн +2S1)(Lвн +2S1) = (1,111+20,229)(2,9 + 20,229)= 5,27м2
Fнар = (Нвн + 2∙(S1 + S2))(Lнар+2∙(S1 + S2)) = (1,111+ 2∙(0,229 +0,076))(3,2 +2∙(0,229+0,076))=6,56 м2
Средние площади отдельных слоев кладки:
Для расчета зададимся температурой слоев кладки:
t1,2 = 460 °C
tнар = 65 °С
Средние температуры отдельных слоев кладки:
°С
°С
Коэффициенты теплопроводности материала кладки:
1 = 0,442 + 0,000535t1 = 0,442 + 0,000535640 = 0,7844 Вт/мК
2 = 0,105 + 0,000233t2 = 0,105 + 0,000233262,5 = 0,166 Вт/мК
Рассчитаем потери тепла через боковую стенку по формуле (26):
Проверочный расчет:
°С
°С
Так как полученные в результате проверки температуры не отличаются от выбранных более чем на 10 °С, то можно считать, что расчет произведен правильно и Qб.ст = 5,128 кВт.
Определим потери тепла через торцевую стенку, которая состоит из двух слоев: шамота легковеса (ШЛ – 1,3) и диатомита.
Площади слоев кладки:
Fвн = НвнLвн = 1,1111,37 = 1,522 м2
F1,2 = (Нвн + 2S1)(Lвн + 2S1) = (1,111 + 20,229)(1,37 + 20,229) = 3,397 м2
Fнар = (Нвн + 2(S1 + S2))(Lнар + 2(S1 + S2))=(1,111 + 2(0,229 +0,076))(1,98 + +2(0,229+0,076))=4,457 м2
Средние площади отдельных слоев кладки:
Для расчета зададимся температурой слоев кладки:
t1,2 = 425 °C
tнар = 60 °С
Средние температуры отдельных слоев кладки:
, °С
, °С
Коэффициенты теплопроводности материала кладки:
1 = 0,442 + 0,000535t1 = 0,442 + 0,000535622,5 = 0,775 Вт/мК
2 = 0,105 + 0,000233t2 = 0,105 + 0,000233242,5 = 0,162 Вт/мК
Рассчитаем потери тепла через торцевую стенку по формуле (26):
Проверочный расчет:
°С
°С
Расчет проведен верно, следовательно, Qт.ст = 3,044 кВт.
Определим потери тепла через под печи, который состоит из шамота класса Б.
Площадь кладки:
Fвн = 1,373,2 = 4,384 м2
Fнар = 1,983,2 = 6,336 м2
Средняя площадь кладки:
Для расчета зададимся температурой наружного слоя кладки:
tнар = 20 °С
Средняя температура кладки:
°С
Коэффициент теплопроводности материала кладки:
1 = 0,923 + 0,000438t1 = 0,923 + 0,000438420 = 1,107 Вт/мК
Рассчитаем потери тепла через под по формуле (26):
Проверочный расчет:
,°С
Расчет проведен верно, следовательно, Qпод = 11,048 кВт.
Таким образом, тепло, теряемое вследствие теплопроводности кладки печи по формуле (?):
Qкл =25,128 + 23,044 + 5,789 + 11,048 = 33,181 кВт.
4. Потери тепла излучением через открытое загрузочное окно:
, (27)
где - степень черноты излучающего тела;
Fотв – площадь поперечного сечения отверстия, м2;
Тп, Тв – температура соответственно печи и окружающего воздуха, К;
= откр/общ – доля времени, в течение которого окно открыто, с/с;
- коэффициент диафрагмирования, зависящий от соотношения ширины и высоты отверстия от толщины стенки (рисунок 2.2) [5].
5. Потери тепла вследствие тепловых коротких замыканий Qткз, вызванных нарушением сплошности изоляции в тех местах, где через кладку проходят перемычки из более теплопроводных материалов (термопарные трубки и т.д.). В большинстве случаев эти потери не могут быть точно учтены и их принимают обычно равными 50…100% от потерь теплоты через стенки, то есть:
Qткз = 0,5Qкл = 0,533,181 = 16,6 кВт (28)
6. Тепло, уносимое уходящими продуктами сгорания:
, (29)
где Vпс – количество продуктов сгорания на 1 м3 топлива при нормальных условиях;
tпс – температура уходящих дымовых газов,
tпс = tмк + (50…100) = 810 +70 = 880 °С;
спс – теплоемкость уходящих дымовых газов, 1,46 кВт/(м3К).
, кВт
Таким образом, расход тепла:
Qрас = Qм + Qт + Qкл + Qлуч + Qпс + Qткз = 81,06 + 6,68 + 33,181 + 0,896 + 16,6 + 18332В = 138,417 + 18332В кВт
Составим уравнение теплового баланса относительно расхода топлива В:
Qпр = Qрасх (30)
40459В = 138,417 + 18332В
22127В = 138,417
В = 0,0063 м3/с = 22,68 м3/час.
Зная расход топлива, определим:
Данные статей прихода и расхода тепла сведем в таблицу 10.
Таблица 10 – Статьи прихода и расхода тепла
|
Статьи прихода |
кВт |
% |
Статьи расхода |
кВт |
% |
|
1.Тепло горения топлива |
223,39 |
87,64 |
1.Тепло на нагрев металла |
81,953 |
32,17 |
|
2.Тепло нагрева воздуха |
31,5 |
12,36 |
2.Тепло на нагрев приспособлений |
6,68 |
2,62 |
|
3.Потери тепла теплопроводностью через кладку |
33,181 |
13,01 |
|||
|
4.Тепло уносимое уходящими продуктами сгорания |
115,49 |
45,33 |
|||
|
5.Потери тепла излучением через открытое загрузочное окно |
0,896 |
0,35 |
|||
|
6. Потери тепла, обусловленные ТКЗ |
16,6 |
6,52 |
|||
|
ИТОГО ПРИХОД |
254,89 |
100 |
ИТОГО РАСХОД |
254,80 |
100 |
Определим КПД печи:
(31)
В базовом варианте воздух, поступающий для горения топлива, не подогревался. Статья «тепло нагрева воздуха» отсутствовала, поэтому для сравнения составим такой тепловой баланс (таблица 11).
Таблица 11 – Статьи прихода и расхода тепла, без подогрева воздуха
|
Статьи прихода |
кВт |
% |
Статьи расхода |
кВт |
% |
|
1.Тепло горения топлива |
287,82 |
100 |
1.Тепло на нагрев металла |
81,953 |
28,48 |
|
2.Тепло на нагрев приспособлений |
6,68 |
2,32 |
|||
|
3.Потери тепла теплопроводностью через кладку |
33,181 |
11,53 |
|||
|
4.Тепло уносимое уходящими продуктами сгорания |
148,49 |
51,59 |
|||
|
5.Потери тепла излучением через открытое загрузочное окно |
0,896 |
0,31 |
|||
|
6. Потери тепла, обусловленные ТКЗ |
16,6 |
5,77 |
|||
|
ИТОГО ПРИХОД |
287,82 |
100 |
ИТОГО РАСХОД |
287,8 |
100 |
Сравнив полученные значения можно сделать вывод, что при использовании рекуператора расход тепла на нагрев металла (на 33 кВт) уменьшился, меньше расход топлива (на 6,48 м3/час), при этом КПД печи уменьшился на 3,69%.
3. АВТОМАТИЗАЦИЯ ТЕПЛОВОЙ РАБОТЫ ПЕЧИ
3.1. Контроль и регулировка температуры в печи
Температура в печи регулируется в каждой зоне. Температура зон регулируется двухпозиционными температурными контроллерами типа включено – выключено с датчиками, с блокировкой подачи эндогаза при температуре в печи ниже 590°С. Также для каждой зоны печи предусмотрены сверхтемпературные контроллеры серии 121Т.
3.2. Регулирование соотношения «газ – воздух»
Расход воздуха на горение каждой зоны регулируется клапаном с помощью привода от исполнительного механизма температурного контроллера. Импульсная линия давления с краном внизу по течению подключена к воздухопроводу после клапана, соединена с регулятором соотношения, диафрагменного типа, установленным в газовой линии зоны нагрева. Этот регулятор позволяет газовому и воздушному потокам, поступающим на горелки зоны, оставаться в правильном соотношении при всех нагрузках.
3.3. Система атмосферного контроля и регулирования
Регулируемые клапаны с приводом от исполнительных механизмов, позиционируемые по выходному сигналу из зон 1, 2,3 и 4 от контролеров углеродного потенциала, изменяют расход природного газа на добавку, что позволяет автоматически контролировать и регулировать потенциал углерода в зоне печи. Кислородные пробки, установленные в зонах 1, 2, 3 и 4, обеспечивают подачу сигналов в углеродные контроллеры, которые определяют требуемое количество природного газа на добавку.
Природный газ на добавку, для поддержания заданного углеродного потенциала в зоне 4, должен выбираться путем позиционирования селекторного выключателя «воздух – природный газ».
3.4. Давление в рабочем пространстве печи
Дверь загрузочного окна работает от пневмопривода. Конструкция, с шарниром внизу, обеспечивает безопасность. При перебоях в подачи сжатого воздуха и эндогаза дверь открывается. Если внутри печи возникает высокое давление, то дверь приоткрывается, тем самым снижая давление.
Импульсом для регулирования является величина давления дымовых газов. Целесообразно на уровне пола печи поддерживать нулевое давление, тогда под сводом печи давление будет 10...30 МПа. Контроль давления осуществляется под сводом печи. Величина давления дымовых газов измеряется дифманометром типа ДКО с передачей показаний на вторичный прибор КСД-3 со шкалой 8...80 МПа. Сигналы с дифманометра и задатчика подаются на интегрально-пропорциональный регулятор типа РПИБ, который воздействует на исполнительный механизм типа МЭО 25/100 сочлененный с дымовым шибером. В результате изменения положения шибера, давление в печи меняется. В системе также предусмотрено ручное управление перемещением шибера и имеется указатель положения шибера
3.5. Система аварийной сигнализации
При падении давления газа или воздуха в подводящих трубопроводах горелки могут гаснуть. При этом печь заполнится газом , что может привести к взрыву. Поэтому предусмотрена система аварийной сигнализации, в которой используются сигнализаторы падения давления. При падении давления газа или воздуха сигнализатор падения давления подает сигнал установленному на газопроводе электромагнитному клапану ДХО, который отсекает подачу газа к горелкам. Одновременно срабатывает звуковая и световая сигнализация. Звуковая сигнализация может отключаться переключателем УП.
Библиографический список
1. Козловский И.С. "Химико-термическая обработка шестерен" – М., «Машиностроение», 1970, – 232с.
2. Марочник сталей и сплавов / под ред. Зубченко А. С. – 2 – изд., - М.: Машиностроение, 2003. – 782 с.
3. Смирнов М. А., Счастливцев В.М., Журавлев Л. Г. "Основы термической обработки стали": Учебное пособие. Екатеринбург: УрО РАН, 1999. – 496 с.
4. Меськин В. С. "Основы легирования стали". -2-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1964 – 684 с.
5. Корягин Ю.Д. Тепловые и электрические расчеты термических печей: Учебное пособие. – Челябинск: ЮУрГУ, 2005. – 178 с.
6. Шубин Р.П., Приходько В.С. "Технология и оборудование термического цеха" – М., «Машиностроение», 1971 – 280 с.
7. Новиков И. И. "Теория термической обработки металлов": Учебник для вузов. - 4-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1986 – 480 с.
8. Соколов К. Н., Коротич И. К. "Технология термической обработки металлов и проектирование термических цехов": Учебник для вузов. - М.: Металлургия, 1988 – 384 с.