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
МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ им. Н.Э.БАУМАНА.
Факультет МТ
Кафедра МТ8
КУРСОВОЙ ПРОЕКТ
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
ТЕМА:
Вакуумная печь для химико-термической обработки
с газовым охлаждением под высоким давлением.
Студент: Василенко А.А.
Руководитель: Фахуртдинов Р.С.
Москва 2004 г.
Введение 5
1.2.1 Определение S 8
1.2.2 Определение α 8
1.3 Определение критерия Био: 9
4.Определение производительности печи. 13
6.10 Определение КПД печи. 18
6.11 Определение удельного расхода энергии. 18
8.1. Удельная поверхностная нагрузка на нагревательные элементы. 21
8.2. Расчёт выводов нагревателей. 21
9.Расчет толщины обечайки. 22
12. Расчет опорных роликов 24
13.Определение ориентировочной стоимости нагревательной камеры. 25
14. Составление таблицы ТЭП печи. 27
15. Список литературы. 28
Техническое задание
В данном курсовом проекте требуется спроектировать вакуумный агрегат для цементации зубчатых колес из стали 16Х3НВФМБ-Ш. Максимальная температура печи 1000 °С. Размер рабочего пространства 0,60,60,9 Коэффициент заполнения садки К=0,1. Давление в нагревательной камере Рраб=10-2мм.рт.ст.
Необходимо определить теплотехнические характеристики и тепловую массивность садки, рассчитать время нагрева садки и продолжительность цикла работы печи.
Введение
Вакуумная цементация в среде ацетилена – новый способ науглероживания, который за рубежом получает все более широкое применение [1-4]. Вакуумную цементацию проводят в режиме циклической подачи ацетилена, при котором стадии активного насыщения при подаче углеводорода чередуют со стадиями диффузионного рассасывания, идущими при выключенной подаче газовой среды.
Установлено [5], что вакуумная цементация особенно эффективна при насыщении теплостойких сталей 16Х3НВФМБ-Ш (ВКС5) и 20Х3МВФ-Ш (ЭИ415), применяемых для высоконагруженных зубчатых колес. Преимущества вакуумной цементации заключаются в сокращении времени насыщения, малом расходе газовой среды и высокой воспроизводимости результатов обработки. Эти преимущества обусловлены особенностью массопереноса углерода из газовой среды на насыщаемую поверхность и особенностью химического состава сталей, содержащих около 6 % карбидообразующих элементов.
Атомарный углерод выделяется в результате каталитической диссоциации молекул ацетилена непосредственно на поверхности детали, ее адсорбционных центрах, роль которых выполняют атомы железа. Из-за высокой скорости диссоциации на таких центрах поверхность полностью и практически мгновенно заполняется атомами углерода. Их количества в первые минуты науглероживания оказывается достаточным для предельного насыщения твердого раствора и образования на поверхности сталей почти сплошного слоя карбидов, который в дальнейшем служит источником поступления углерода в твердый раствор. Формирование цементованного слоя происходит по механизму реакционной диффузии путем частичного растворения карбидов на пассивной стадии цикла и их возобновления на активной стадии цикла. Теряет значение такой важный фактор управления процессом как насыщающая способность газовой среды. Ее углеродный потенциал устанавливается постоянным и высоким, соответствующим содержанию углерода в карбидной фазе (близок к 7 %).
Образование карбидов изменяет каталитические свойства насыщаемой поверхности. Поверхность карбидов не обладает каталитической активностью, поэтому не вызывает диссоциацию молекул ацетилена. Ацетилен перестает диссоциировать и поставлять углерод к той части поверхности, которая закрыта карбидной фазой. Молекулы ацетилена покидают вакуумную камеру, не разложившись. Углерод поступает в количестве, необходимом для покрытия поверхности карбидной фазой. Устанавливается режим саморегулирования, исключающий образование сажи.
Режим саморегулирования и отсутствие в необходимости управления углеродным потенциалом газовой среды упрощают проведение процесса вакуумной цементации. Такое упрощение создает, с одной стороны, условия высокой повторяемости результатов обработки, но, с другой стороны, снижает технологическую гибкость в управлении насыщенностью цементованного слоя. В связи с этим целью данной работы является оценка технологических возможностей процесса вакуумной цементации, что требует установления закономерных связей между технологическими факторами и характеристиками цементованного слоя. Установление таких связей особенно важно для обеспечения требований по протяженности и строению приповерхностной карбидной зоны – неотъемлемой части цементованного слоя теплостойких сталей [6]. Эта зона (наиболее несущая часть слоя) должна быть хорошо развитой, содержать мелкие равномерно распределенные частицы карбидов, обеспечивать требуемую высокую (1,2…1,4 %С) концентрацию углерода на поверхности и твердость на ней 60…63 НRС. Протяженность карбидной зоны должна составлять 0,3…0,4 мм и более с тем, чтобы превышать толщину припуска (~0,2 мм), удаляемого при зубошлифовании, которым восстанавливают показатели точности зубчатого колеса после химико-термической обработки.
1.Определение теплотехнических характеристик и тепловой массивности садки.
- Коэффициент теплопроводности λме
- Коэффициент теплоёмкости сме
- Плотность ρме
- Коэффициент температуропроводности аме
аме= λме /смеρме
Для реальной садки расчёт производится с учётом коэффициента заполнения садки К:
λс = λмеК
ρс = ρмеК
ас= аме
сс= сме
Теплотехнические характеристики определяем по справочным материалам:
Определение исходных данных для заданной температуры нагрева произведено методом линейной интерполяции.
T1=300К, 1=24Вт/мК, с1=360 Дж/кгК
T2=800К, 2=30Вт/мК, с2=700 Дж/кгК
Температура начала нагрева: Тн=293К
Температура тела в печи: Тк=1273К
Средняя температура периода нагрева:
λср =
сср =
ρме= 7860 (кг/м3)
Пересчёт параметров с учётом коэффициента заполнения садки:
λс= 29,80,6 = 2,98 (Вт/мК)
ρс= 78600,6= 786 (кг/м3)
сс=сср=688,44 (Дж/кгК)
Определение коэффициента температуропроводности ас:
ас=2,98/688,44786 =5,5110-6м2/сК
При определении ТМС используем критерий Био:
Bi = αS /λс
Для этого требуется рассчитать коэффициент теплоотдачи α и уточнить величину S (наименьшее расстояние между самой горячей и самой холодной точками).
1.2.1 Определение характеристического размера садки.
Цементации подвергаются зубчатые колеса с 120мм и шириной ступицы 143мм, нагреватели расположены по образующим внутренней цилиндрической поверхности печи. Из анализа габаритов садки следует, что характеристический размер S будет равен половине толщины садки (S=0,3м).
1.2.2Определение коэффициента теплоотдачи.
В данном проекте требуется разработать вакуумную печь, то есть при расчёте α будем учитывать только составляющую излучения (αизл). Коэффициент теплоотдачи αизл определяем по закону Стефана – Больцмана:
где спр -приведенный коэффициент (излучательная способность материала)
спр=εпрс0
с0=5,67 Вт/м2К4 - излучательная способность АЧТ
ε1– степень черноты материала садки (для стали 16Х3НВФМБ-Ш ε=0,8)
ε2– степень черноты материала печи (ε=0,9)
Отношение площадей F1/F2 принимаем равным 0,8.
спр=0,755,67=4,234 (Вт/м2*К4)
Находим αизл для разных температур.
Для температуры 20°С:
Тп=1000+273=1273 К
Вт/м2К
Для температуры Тс=950+273=1223К:
Вт/м2К
αср.= (α1 + α2) / 2 =(113,14 +329,33)/2=221,23 (Вт/м2*К)
1.3 Определение критерия Био:
Bi =221,230,3/2,98=22,3 >0,5 => садка массивная.
Определение теплового потока:
q= спр
Рис.1 Диаграмма нагрева ТМТ
На этапе нагрева печи при постоянной мощности (τ1)рекомендуется принять:
Tп =0,9Туст=(1000+273)0,9=1145,7K
T пов = 0,5Туст=1273/2=636,5K
q=4,234((1145,7/100)4- (636,5/100)4) =66002,2Вт/м2
T''пов=100
К
τ ' =0,3S2/ас
τ ' =0,30,32/ 5,5110-6= 4900с
Δt= qS/2λс
Δt= 66002,20,3/22,98 = 3322°C
Для определения времени нагрева используем графики Будрина.
=
– температурный критерий
tпеч – температура печи при установившемся нагреве (tпеч=1000 °С)
tнач – начальная температура центра пластины
tц – требуемая температура центра садки (в нашем случае температура цементации).
=(1000-950)/(1000-20) = 0,051
Определяем критерий Био для нужного интервала температур:
Вт/м2К
Вт/м2К
αср.= (α20 + α950) / 2 =(113,14 +329,33)/2=221,23 (Вт/м2К)
Bi = αS/λс= 221,230,3/2,98 =22,3
Рис.2 График Будрина.
Из графика получаем значение критерия Фурье (в нашем случае F0=1,3)
F0= ас τ2 / S2
ч
2.3.Расчёт времени охлаждения
Расчет времени охлаждения ведем с помощью графиков Будрина. Охлаждение под закалку ведется в атмосфере чистого N2, =400 Вт/м2К
Из графика
с=0,76 ч
τцикла = τнагрева + τвыдержки + τохлаждения + τвспомогательное
Необходимо назначить время на вспомогательные операции. Для этого надо рассмотреть технологический процесс: садку помещают в печь, затем производят откачку воздуха до давления 10-2 мм.рт.ст., осуществляется нагрев деталей до температуры цементации, в рабочее пространство печи запускается насыщающая атмосфера, необходимо выдержать колеса для образования эффективной толщины науглероженного слоя, закалка садки происходит непосредственно в камере печи в атмосфере азота под давлением 6 атм.
Заложим на выполнение вспомогательных операций 1 час: τвспомогательное=1 ч.
Время нагрева: τнагрева=5,9 ч.
Время охлаждения: τохлаждения=0,76 ч.
Для получения эффективной толщины слоя время выдержки назначаем τвыдержки=6 ч.
τцикла=5,9+6+0,76+113,5 ч
4. Определение производительности печи.
Зная массу садки и общее время цикла, можем найти производительность печи:
g =mc/ τцикла = 254,66/13,518,86 кг/ч
Основные размеры определяем с учётом габаритов садки. Из анализа условий размещения заготовок и нагревателей назначаем размеры внутреннего пространства:
Глубина – 1250 мм.
Высота – 850 мм.
Глубина – 850 мм.
Уравнение теплового баланса:
Qрасх=Qпол+Qвсп+Qкл+Qакк+Qотв+Qктз+Qохл.вод+Qнеуч
Qрасх –всё тепло, потребляемое печью.
Qпол - тепло, идущее на нагрев садки.
Qвсп- потери тепла, идущие на нагрев тары и атмосферы печи.
В вакуумной печи Qатм.=0.
Qтары= 10% от тепла, идущего на нагрев садки, Qпол.
Qкл - тепло, пропускаемое кладкой.
Qакк- тепло, аккумулируемое всеми составляющими печи.
Qотв- потери тепла через отверстия.
Qткз- тепло, отводимое через источники теплового короткого замыкания.
Qохл.вод- тепло, отводимое охлаждающими водами.
Qнеуч – неучтённые потери.
Для нашего случая Qнеуч=10% от всех учитываемых потерь.
Qподв=1,016 Qрасх
Qподв- энергия, потребляемая из сети.
Qнеуч принимаем 10% от всех учтённых потерь.
6.1 Рассчитываем потери тепла на нагрев металла Qпол.
Qпол =mсc(tкон-tн)/н = 254,66688,44(1223-293)/5,9 =27634891,74Дж/час = 7676,4 Вт
6.2 Потери на нагрев тары и атмосферы печи Qвсп.
Qвсп= Qтары + Qатм=0,1 Qпол+vг cг (tкон-tнач г). Т.к. в нагревательной камере вакуум, то вторая составляющая очень мала.
Vсадки=0,60,60,9=0,324 м3
Vм=0,60,60,90,1=0,0324 м3
Состав газа в нагревательной камере: 80% С2Н2 + 20% Н2.
ρС2Н2= 0,6181 кг/м3
ρН2=0,0899 кг/м3
ρатм = (0,8 ρСН4 + 0,2 ρН2) = 0,51246 кг/м3
Vраб=0,60,60,9/0,4=0,81 м3
Vг=3(Vраб- Vм)=2,33 м3
gг= ==4,810-5 м3/сек
СС2Н2=3178,
СН2=12678,
сг= (0,8 СС2Н2 + 0,2 СН2) ρатм = 2602,27
Qатм= gг cг (Tкон-Tнач)= 4,810-5 2602,27(1223-293)=116,17 Вт
Qтары=0,1Qпол=335,42 Вт
Qвсп=451,59 Вт.
Теплоизоляция нагревательной камеры выполнена из графитизированного войлока, стенки печи цилиндрические двухслойные с системой водоохлаждения, из этого условия принимаем tнар=70С.
Проверка выполняется следующим образом:
t1`=tвн-Qкл·R1 t2`=tвн-Qкл·(R1+R2)
t1``=tнар+Qкл·(R2+R3) t2``=tнар+Qкл· R3
Нагревательная камера представляет собой параллелепипед 0,850,851,25
Толщина теплоизоляции 0,07 м.
м2
м2
м2
Вт/м2К Вт/м2К
Вт/мК Т1=473К
Вт/мК Т2=1373К
Выбираем t1=945C, t2=180C, Tср=835,5К
Вт/мК
Вт
t1”=945 C
t2”=184 C
Вт если учитывать смотровое отверстие 50 Вт
6.3.2 Расчёт расхода воды в системе охлаждения корпуса.
Qохл.вод=gвсв(tотводимая - tподачи)
tподачи- температура подводимой воды (tподачи =20°С)
tотводимая- температура отводимой воды (tотводимая =55°С)
Расчёт ведём из условия, что всё тепло, пропускаемое кладкой, уходит на нагрев воды в интервале температур (15°С – 55°С).
Qохл.вод= Qкл
gв = Qохл.вод/ св(tотводимая - tподачи)= Qкл / св(tотводимая - tподачи)
gв=9270/4186(55-20)= 0,063 кг/с=0,0633600 ≈ 227,8 кг/ч или 227,8 л/ч
6.4 Расчёт Qакк.
Рассчитываем тепло, затрачиваемое на нагрев теплоизоляции Qтеплоиз.
ρтепл=180 кг/м3 - плотность теплоизоляции
Масса теплоизоляции
Средняя температура нагрева теплоизоляции tср=(946+157)/2=551,5°С
T1=473К, с1=1350 Дж/кгК
T2=873К, с2=1700 Дж/кгК
Дж/кгК
Qтеплоиз.=Gтепл·с·( tср-20)=82,661657,6(835,5-273)=77072184 Дж
Рассчитываем тепло, расходуемое на нагрев кожуха Qкожух.
Кожух изготовлен из стали 12Х18Н10Т.
ρ=7145 кг/м3 - плотность кожуха
δкожуха=8·10-3 м
dк=dвн+2 δкожуха=1,216 м2
Масса кожуха
Теплоемкость кожуха скожух=483 Дж/кг °С.
Qкожух.=gкожух·скожух·( 70-20)=10534230 Дж
Рассчитываем Qакк:
Qакк= Qтеплоиз+ Qкожух=87606414 Дж = 1803 Вт
6.6 Расчёт Qткз.
Средний диаметр тепловых замыканий dср=0,05 м.
Определим среднюю площадь тепловых замыканий
λ=30 Вт/м·К - теплопроводность стали 20Х25Н18С2
Средняя длина теплового замыкания 0,2 м.
Считаем потери тепла на тепловые замыкания от 4-х опорных изоляторов, и от 3-х токоподводов. Остальные неучтенные потери тепла на тепловые замыкания примем как 20% от найденных.
Вт
6.7 Расчёт Qотв.
Диаметр отверстия dотв=0,05м.
Площадь отверстия Fотв=0,00196м2
Коэффициент диафрагмирования =0,36
Степень черноты излучающего тела ε=0,8
Qотв=0,055,67(1223/100)40,001960,36=71,6 Вт
τоткр=600 с,
τзакр=τц - τоткр=13,53600-600=48000 с
Потери через периодически открывающееся отверстие:
Qотв.период=( Qотв· τоткр+Qкл.дв· τзакр)/ τц=(71,6·600+2,4·48000)/13,5·3600=3,2 Вт
6.8 Расчёт тепла на неучтенные потери Qнеуч.
Qнеуч=0,1(Qакк +Qкл+ 2Qотв. период.+Qткз)=0,1(1803+9267,4+2·3,2+7930)=1900,7 Вт
6.9 Окончательный расчёт теплового баланса
Qрасх=Qпол+ Qвсп +Qкл+Qакк+Qотв+Qткз+Qохл.вод+Qнеуч
Qрасх=7676,4+451,6+9267,4+1803+6,4+2683,6+1900,7= 23789 Вт
Qподв=1,016 Qрасх
Qподв=1,01623789= 24170 Вт
6.10 Определение КПД печи.
η=Qпол/ Qрасх
η= 7676,4/23789=0,323
6.11 Определение удельного расхода энергии.
A= Qрасх/g=23789/18,86=1,26 кВтч/кг
7. Определение мощности печи.
Руст=к1(Qпол+Qвсп)+к2(Qрасх-Qпол-Qвсп)
к1- учитывает колебания напряжения в сети (1,1-1,3), к1=1,2
к2- учитывает потери на старение печи (1,2-1,4), к2=1,3
Pхх=Pуст-Qпол=30113-7676,4=22437,5 ВткВт
8. Расчёт нагревательных элементов. Размещение нагревателей в рабочей камере.
Нагреватель расположен внутри нагревательной камеры и подвергается воздействию насыщающей атмосферы, поэтому для обеспечения длительной и надежной работы агрегата для вакуумной цементации материал нагревателя не должен взаимодействовать с активной средой и загрязнять газовую среду посторонними примесями. Таким образом для данной установки в качестве нагревательного элемента было выбрано графитовое волокно. Отличительная особенность графитового нагревателя способность не терять прочность при нагреве до высоких температур и сохранять практически неизменным значение удельного электросопротивления в большом диапазоне температур.
В конструкции приведена трехфазная схема подвода напряжения к нагревателю(т.к. мощность печи 40 кВт, что > 25 кВт). Нагревательные элементы, соединенные треугольником, закреплены на четырех токоподводах с помощью сегментов.
Всего используется 18 плоских нагревательных элементов.
Конструкция предусматривает по 6 нагревательных элементов на одну фазу.
Руст=40000 Вт
РФ= Руст/3=40000/3=10000 Вт=13,3 кВт
Удельное электросопротивление графита:
ρ=610-5 Омм
Длину назначаем из конструктивных соображений
L=1200мм.
Напряжение одной фазы назначаем: Uл=50В
Находим сопротивление фазы:
I=Рф/U
I=U/Rф
Rф=U2/Pф=502/13333=0,19 Ом
На каждую фазу приходится по 6 нагревателей, соединенных последовательно, для замыкания фаз используем схему соединения треугольником.
Rф=6Rн
Мощность одного нагревателя:
Pн=Pф/6=13333/6≈2222,17 Вт
Сопротивление одного нагревателя:
Rн=Rф/6=0,19/6≈0,031 Ом
Rн=ρ(L/q)
Отсюда:
F= ρL/Rн=610-51,2/0,031=2,3210-3 м2
Находим размеры нагревателя:
F=sa =2,3110-3
Назначаем толщину пластины s ≈ 30 мм
0,03a=2,3110-3
a=77 мм
Принимаем s=30 мм => a = 80мм.
Pнагр=
К
Получаем следующие характеристики нагревателя:
Количество нагревателей на одну фазу 6 шт
Длина нагревательного элемента 1200мм
Нагревательные элементы пластинчатые
Толщина s=30мм
Ширина a=80мм
Температура нагревателя Tн=1050 С
8.1. Удельная поверхностная нагрузка на нагревательные элементы.
Площадь поверхности всех нагревателей:
Fизл=18 πDL=18·3,14·2·120=13654,8 (см2)
p=Pуст/ Fизл=30000/13654,8=2,21 Вт/см2
Полученное значение удельной мощности сравниваем с допустимым p=10 Вт/см2 при температуре 1000 °С. Выбранный нагреватель подходит.
8.2. Расчёт выводов нагревателей.
По правилам техники безопасности длина части нагревателя, выходящая в окружающее пространство должна быть не менее 70 мм. Также следует учесть расстояние от кладки до кожуха печи. С учётом выше сказанного можно записать следующее:
lн= 80+50+70=200 мм
9. Расчет толщины обечайки, находящейся при наружном давлении.
Кожух вакуумной печи представляет собой цилиндрический сосуд, изготовленный из стали 12Х18Н10Т, равномерно нагруженный по поверхности внешним давлением.
σт= 538 МПа – предел текучести при температуре 65°С,
σв= 219 МПа – предел прочности при температуре 65°С.
Выбираем запасы прочности для кожуха, изготовленного из проката:
nв=2,6
nт=1,5
Находим допускаемое напряжение [σ] в зависимости от условий работы деталей:
[σ]в ==206,923 МПа,
[σ]т ==146 МПа.
В качестве допускаемого напряжения выбираем наименьшее из вычисленных, т.е. [σ]т .
Максимальное напряжение при расчете на наружное давление в окружном направлении
σmax=[σ]т, где p- внешнее давление, R- радиус срединной поверхности обечайки,
δ – толщина обечайки.
R=850 мм,
p=0,6 МПа
Находим толщину обечайки мм. Принимаем δ = 8 мм.
Критическое давление, при котором обечайка теряет устойчивость, зависит от ее относительной длины.
μ=0,3 – коэффициент Пуассона,
Е=2,1·1011 Па, модуль упругости материала,
L=1900 мм
=12,41.
Тогда для обечаек средней длины критическое давление вычисляется по формуле:
= 756780 Па
10. Расчет скорости газового потока в охладительной камере.
Q=Дж/ч
Количество газа необходимое для охлаждения металла:
кг/ч
м3/ч=297 л/с
Из полученного расхода охлаждающего газа выбираем вентилятор ЦР-4,2-59 диаметром 500 мм, расход 0,35 м3/с, частота вращения 1400 об/мин, давление 275 Па.
11. Расчет расхода воды в теплообменнике.
Рассчитаем требуемую площадь теплообменника:
м2
Необходимый расход воды:
м3/ч
Схема теплообменника
Проверим площадь охлаждающей поверхности спроектированного теплообменника:
мм2м2
Теплообменник удовлетворяет заданным ранее условиям.
12. Расчет опорных роликов на контактную прочность.
Предварительный диаметр стальных колес выбираем по следующей формуле:
Fmax - наибольшая нагрузка на колесо.
Н
Примерный диаметр колес:
мм
Выбираем D=90мм
Контактное напряжение для стальных колес:
Н/мм2,
где FHE =FmaxKHV=1526,250,8331,05=1335,67 – эквивалентная нагрузка,
, так как должен лежать в интервале 0,8 … 0,92, принимаем =0,833
KHV=1+2,510-3v= 1,05 – коэффициент динамичности.
Отношение r/D принимаем равным 1,05, при этом m=0,118
Выбираем Сталь 20Х25Н18С2.
При этом НО = 600 МПа,
Допускаемое напряжение определяем по формуле
,
где Н0 - допускаемое напряжение при наработке N=104 циклов, определяемое по табл.14.
Mпа ,
Наработка колеса
циклов,
Выбранные параметры колеса обеспечивают контактную выносливость колеса ().
Смета стоимости основных материалов, готовых узлов и деталей
|
№ по порядку |
Наименование |
Количество |
Оптовая цена |
Сумма, руб |
|
1 |
Графит |
10 кг |
200000 р/т |
2 000 |
|
2 |
Графитизированный войлок |
100 кг |
250000 р/т |
25 000 |
|
3 |
Сталь 12Х18Н10Т |
1000 кг |
150000 р/т |
150 000 |
|
4 |
Сталь 20Х25Н18С2 |
40 кг |
170000 р/т |
6 800 |
|
5 |
Керамика |
10 кг |
100000 р/т |
1 000 |
|
6 |
Резина вакуумная |
5 кг |
30000 р/т |
150 |
|
7 |
Термопара (кабель) |
5 м |
700 р/м |
3 500 |
|
8 |
Сталь 45 |
170 кг |
80000 р/т |
13 600 |
|
9 |
Стекло |
2 кг |
1000 р/кг |
2 000 |
|
Всего: |
204 050 |
Смета расходов на основную зарплату основным рабочим
|
№ по пор |
Специальность рабочего |
Разряд |
Объем работы,ч |
Расценка руб/час |
Норма |
Зарплата, руб |
|
1 |
Крановщик |
3 |
170 |
120 |
-- |
20 400 |
|
2 |
Сварщик |
5 |
80 |
200 |
-- |
16 000 |
|
3 |
Слесари по приспособлениям |
5 |
176 |
185 |
-- |
32 560 |
|
4 |
Слесарь-сборщик |
6 |
180 |
205 |
-- |
36 900 |
|
5 |
Слесарь-трубопроводчик |
4 |
50 |
140 |
-- |
7 000 |
|
6 |
Вакуумщик |
5 |
176 |
190 |
-- |
33 440 |
|
7 |
Токарь |
6 |
176 |
195 |
-- |
34 320 |
|
8 |
Фрезеровщик |
5 |
170 |
190 |
-- |
32 300 |
|
Всего: |
212 920 |
Смета заводской себестоимости печи
|
№ по пор |
Статья расходов |
Сумма, руб |
|
1 |
Стоимость основных материалов и готовых узлов |
204 050 |
|
2 |
Зарплата основных рабочих |
212 920 |
|
3 |
Цеховые расходы |
681 344 |
|
4 |
Заводские расходы |
170 336 |
|
Заводская себестоимость: |
1 268 650 |
Плановая себестоимость: Спл=1.03·Сзавод=1 306 710 руб
Плановая цена: Цплан=1.03·Спл=1 345 911 руб = 47 225$
|
№ |
Название параметра |
Единицы |
Значение |
|
1 |
Назначение печи |
– |
Вакуумная цементация |
|
2 |
Размеры рабочего пространства |
мм |
600×600×900 |
|
3 |
Габаритные размеры печи |
мм |
3660×4620×3140 |
|
4 |
Стоимость печи |
рублей |
1 306 710 |
|
5 |
Масса печи |
кг |
1342 |
|
6 |
Максимальная температура |
°С |
1000 |
|
7 |
Температура выдачи металла |
°С |
65 |
|
8 |
Время нагрева и выдержки металла |
ч |
12 |
|
9 |
Производительность печи |
кг/ч |
18,86 |
|
10 |
Установленная мощность |
кВт |
40 |
|
11 |
Напряжение |
В |
380 |
|
12 |
Число фаз |
– |
3 |
|
13 |
КПД печи |
– |
0,323 |
|
14 |
Удельный расход энергии |
кВтч/кг |
1,26 |
|
15 |
Мощность холостого хода |
кВт |
23 |
1. А.Г.Ксенофонтов. Расчет и конструирование нагревательных устройств. Лекции.
2. А.Г.Ксенофонтов. Расчет и конструирование нагревательных устройств. Семинары.
3. В.Г.Сорокин, М.А. Гервасьев. Стали и сплавы. Марочник.
4. С.Л. Рустем. Оборудование и проектирование термических цехов. Государственное научно-техническое издательство машиностроительной литературы. Москва, 1962.
5. Б.Н. Арзамасов Методика расчёта печей Учебное пособие МГТУ, 1973.
6. А.П. Альтгаузен Электротермическое оборудование: Справочник, М.:Энергия, 1980.
7. В.П. Тибанов Расчет механизмов кранов. Методические указания.
Аннотация
В представленном курсовом проекте рассчитан и сконструирован агрегат для вакуумной цементации с последующей закалкой в среде чистого азота. Установка предназначена для газообразной вакуумной цементации шестерней, в качестве насыщающей среды используется смесь ацетилена и водорода. Процесс идет при температуре 950 С, максимальная температура печи 1000 С. После достижения равномерного нагрева садки, в камеру запускается насыщающий газ под давлением 10-2 мм.рт.ст, детали выдерживаются 6 часов для образования эффективной толщины слоя. В нагревательной камере применена система водного охлаждения кожуха и дверцы печи. Нагреватели выполнены в виде пластин из графита марки ГМЗ. Теплоизоляция нагревательного блока – графитизированный войлок. Нагревательный блок установлен на рельсы и может быть извлечен из камеры. Для достижения максимального упрочнения после цементации требуется провести закалку, для этого в печь загоняется чистый азот под давлением 0,6 МПа, который циркулирует по камере при вращении вентилятора, обеспечивая быстрое охлаждение деталей. Для отвода тепла от циркулирующего газа в конструкции предусмотрен теплообменник.
Питание печи происходит от промышленной сети (380В, 50 Гц), но на клеммы нагревателей подается напряжение 50В, для преобразования напряжения применяется понижающий трансформатор.
Агрегат состоит из нагревательной камеры, вакуумной системы, систем газо- и водоснабжения, трансформатора и шкафа управления.
Осуществляется контроль и регулирование напряжения на нагревателях, температуры и расхода воды, давления и температуры внутри печи, расхода газов и скорости вращения турбины. Также предусмотрена система безопасности.
Мощность нагревателей 40 кВт, КПД=0,323.
Установленная цена на нагревательную камеру 50000$.