Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

1. Описание технологии производства

1.1 ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА СТАЛИ

1.1.1 Суть метода

Химико-термическая обработка - одна из главнейших операции современного машиностроительного и металлургического производства. Она позволяет получать не только оптимальное сочетание прочности и вязкости обрабатываемых деталей, но и требуемое состояние поверхности изделий, ликвидировать очистные операции. Следовательно, от организации процесса химико-термической обработки зависят долговечность и надежность деталей машин и механизмов, внешний вид изделий, экономичность производственного процесса.

Обычно под операцией химико-термической обработки подразумевают высокотемпературное диффузионное насыщение поверхностного слоя металла определенным веществом с последующим быстрым или медленным охлаждением. Так, известны процессы цементации (насыщение углеродом), нитроцементации (насыщение углеродом и азотом), силицирование, хромирования и т. д. Самые распространенные виды химико-термической обработки стали - цементация и нитроцементация, в дипломной работе рассмотрена операция цементации.

После насыщения поверхностного слоя углеродом изделия, как правило, подвергаются закалке. В результате в поверхностном слое образуется мартенситная структура. В то же время сердцевина, имеющая исходную структуру низкоуглеродистой стали, остается мягкой, вязкой. Насыщение поверхностного слоя в значительной мере способствует увеличению предела усталости при контактных напряжениях и изгибе, что позволяет повысить долговечность деталей.

Один из первых методов цементации -- цементация в твердом карбюризаторе применяется очень редко. При таком методе детали укладывают в ящики с карбюризатором (углем, коксом, опилками и т. д.) и подвергают нагреву в печи с последующей выдержкой. Этот процесс характеризуется высокой трудоемкостью, тяжелыми условиями труда. Стоимость его высока.

Находят применение методы химико-термической обработки в расплавах (например, жидкостное цианирование). Эти операции проводятся в ваннах, заполненных расплавленными солями (ВаСОз, Na2CO3, NaCI и другие в смеси с цианистым натрием). Процессы жидкостного цианирования характеризуются не только высокой стоимостью, но и тяжелыми условиями труда, связанными с повышенной опасностью при работе с расплавами солей и цианистыми соединениями.

Наиболее распространены в настоящее время операции цементации (нитроцементации) в газовых средах, отличающиеся как относительно высокой интенсивностью процесса, удобством обслуживания и низкой стоимостью, так и возможностью автоматического регулирования и управления процессом. В качестве карбюризатора применяют углеводородные газы или жидкости, переходящие в пространстве печи в газообразное состояние. При нитроцементации носителем азота обычно является аммиак, подаваемый в печь вместе с метаном. Насыщение в газовых средах осуществляется в муфельных и безмуфельных печах. Процесс в последних наиболее экономичен, особенно при нитроцементации.

В настоящее время появились лабораторные и промышленные образцы печей для химико-термической обработки в псевдоожиженном (кипящем) слое твердого зернистого вещества (например, графита). Интенсивное движение твердой фазы слоя способствует ускорению нагрева изделий и обеспечивает постоянный подвод свежих частиц к поверхности. В результате, как показывает практика, скорость насыщения в печах с кипящим слоем больше, чем в печах других типов. Причины, обусловливающие ускорение химико-термической обработки в кипящей слое, до конца не раскрыты.

Известны конструкции печей, в которых разность электрических потенциалов подается на кипящим слой и погруженные детали. Это вызывает возникновение разрядов в местах соприкосновения деталей с частичками слоя, что привод к локальному повышению температуры и резкому ускорению процесса. Процессы цементация в электротермическом кипящем слое находятся в стадии разработки.

Температура химико-термической обработки определяется диаграммой состояния сплава реагирующих элементов, а также стойкостью материалов применяемого оборудования. Цементацию в газовых печах проводят при температурах примерно 900...950 °С, нитроцементацию -- 840...860 °С.

Чтобы обеспечить качественное изготовление машин и механизмов, соответствующих современному уровню мировых стандартов, необходимо при термообработке не допускать обезуглероживания и окисления, сохраняя чистую и светлую поверхность. Это позволит также ликвидировать операции очистки. Решение такой задачи возможно лишь в том случае, если операции термической обработки будут осуществляться в среде с заранее заданными свойствами и химическим составом. Каким бы ни был состав этой среды - активным (насыщающим, обезуглероживающим) или нейтральным (защитным), он должен быть постоянным и подвергаться непрерывному или периодическому контролю. Отсюда и название печных атмосфер, применяемых при химико-термической обработке, - контролируемые.

Процессы в контролируемых атмосферах находят применение при отжиге, закалке, нормализации, вытесняя постепенно аналогичные процессы в естественной атмосфере печи. Контролируемые атмосферы используются также при спекании металлокерамики, пайке металла и других операциях.

В зависимости от состава газовой смеси может быть осуществлено различное по характеру взаимодействие контролируемых атмосфер и поверхностей изделий:

1) защита от окисления или обезуглероживания; при этом атмосфера печи нейтральна по отношению к изделиям или находится в равновесии с материалом изделий;

2) насыщение поверхностного слоя;

3) обезуглероживание поверхностного слоя, которое применяется в тех случаях, когда целесообразно понизить твердость и улучшить обрабатываемость изделий, например перед операциями эмалирования, нарезки резьбы и др. Если необходимо вновь повысить твердость, изделие подвергают повторной химико-термической обработке, проводимой с насыщением поверхностного слоя.

Таким образом, любой процесса термообработки в атмосферах заданного состава, связанный с химико-физическим взаимодействием, целесообразно рассматривать как процесс химико-термической обработки.

В соответствии с изложенным под химико-термической обработкой следует понимать активное воз|действие на свойства обрабатываемых деталей, задачей которого является обеспечение заданных химических свойств, поверхностных слоев, микроструктуры, механических свойств, твердости и состояния поверхности.

1.1.2 Температурные графики химико-термической обработки

Значительный интерес для машиностроительного и металлургического производства представляют операции цементации и нитроцементации, предшествующие закалке.



Рис. 2.1. Температурный график цементации деталей (насыпь в поддон)

Температурный график цементации показан на рис. 2.1. Зона основного нагрева находится между сечениями 0--0...1--1. Две последующие зоны предназначены для насыщения поверхности садки углеродом, а зона между сечениями 3--3...4--4 служит для подстуживания садки от температуры 900...950 С до температуры закалки +20 °С. Середина садки на позиции выгрузки из печи в закалочную ванну может иметь температуру +20 °С > > , так как в Данном случае закалка выполняется в слое, насыщенном углеродом ( 0,3...1,2 мм).

2. Выбор основного оборудования отделения химико-термического отделения поковок и его компоновка

термический сталь цементация химический

Компоновка высокотемпературной теплотехнологической установки заключается в размещении вспомогательных элементов и устройств (горелочные устройства, устройства для регенерации и утилизации энергетических дымовые трубы, борова и промразводки в пределах установки, площади обслуживания, элементы охлаждения и пр.) относительно её рабочей камеры наряду с этим при компоновке должны решаться вопросы размещения установки относительно основного оборудования (либо другого оборудования той же технологической нитки) и строительной конструкции здания (число пролетов), а также разводки энергоносителей (органическое топливо, электроэнергия, вода, сжатый воздух, ВЭР, пар, технологические атмосферы и др.). При компоновке должно быть предусмотрено подъемно-транспортное оборудование (мостовые и другие краны, рольганги с загрузочными стеллажами), наземный транспорт, а также проезды в пролетах цеха; монтажные и ремонтные площадки.

Компоновку теплотехнического оборудования выполняют в строгом соответствии с отраслевыми инструкциями по технике безопасности и СНиП.

При планировке термического цеха укрупненную оценку производственной площади можно сделать на основе укрупненных норм площади в термическом цехе с толкательными и конвейерными печами - 80... 130 м. Площадь проездов и проходов составляет 20...30 % производственных площадей.

Выполняя расстановку печей, необходимо учитывать, чтобы в общем грузопотоке (движении деталей по операциям) не было встречных перемещений. Для этого выбираются точки поступления деталей в цех и точки выхода. После расстановки печей намечаются места для вспомогательного оборудования, складских и подсобных помещений.

Оборудование по общему назначению следует группировать в отдельные участки термообработки (цементации, азотирования и т. д.).

Крупное оборудование - агрегаты толкательного и конвейерного типа - размещают в несколько рядов, оставляя проходы между ними (2...3 м). Если проходные агрегаты замкнутого типа (загрузка и выгрузка деталей в одном и том же месте), удобнее их устанавливать поперек цеха.

В термических цехах с крупным оборудованием должно быть не менее 1...2 проездов в середине цеха или по краям: один должен быть пожарным и иметь ширину 5...5,5 м, другой - 3,5...4 м.

Генераторы защитных атмосфер располагаются непосредственно у печей (автономная схема снабжения) или в определенном месте (централизованная схема).

В соответствии с заданием производительность отделения химико-термической обработки термического цеха составляет 24·103 тонн/год. При этом годовой фонд рабочего времени выбран на уровне 7000 часов.

Используя

Пгод =24·103 т/год и

факт= 7000 часов, получим значение суммарной часовой производительности отделения

=, т/ч (3.1)

==3,43 т/ч.

Находим число технологических ниток химико-термической обработки отделения при KЗ 1,4.

Имеем

n ==4,2 шт

Уточняем величину KЗ при числе самостоятельных ниток

n =5 шт

KЗ ==1,19

Окончательно принимаем:

Число самостоятельных ниток - 5 шт;

Значение коэффициента загрузки - 1,19.

В расчетах цифра 0,575 - производительность единичная (часовая) цементационного агрегата (других типоразмеров действующих агрегата нет).

Для выбора компоновка используем схему цементационного агрегата (сопротивления) СТУА - 10.100.5/10 - П11Л - Б1 (стр.112, [5]), но с заменой печей сопротивления пламенными печами.

Окончательная компоновка отделения (рис.3.1) нами принята с учетом компоновки (рис.2.20, стр.123, [5]).

Здесь

1- цементационная печь.	8- место загрузки и выгрузки деталей
2- КИП и автоматика.	9- газоприготовительная установка
3- тамбур выгрузки	10- гидростанция
4- толкатель линии мойки и отпуска	11- машина для промывки деталей
5- пульт управления	12,14- толкатели
6- моечная машина	13- стелаж
7- отпускная печь	15- кран-балка

Имеем



Рис. 3.1. Компоновка оборудования термического цеха

2.1 Расчёт и анализ балансов энергии и эксергии

С точки зрения потребления первичных энергоресурсов будет рассмотрена следующая технологическая цепочка:

1. Котельная,

2. Турбогенератор,

3. Сушилка,

4. Бойлера,

5. Блок отгрузки.



Рис. 3.1 Структурная схема:

Таблица 3.3.1 Сводная таблица энергетического баланса.

№	Статьи баланса	кВт	%
--1--	--------------2-------------	----3----	----4----
1	Приход	33325	100
1.1	Энергия с топливом	29568	86,4
1.2	Энергия с воздухом	340	1,02
1.3	Энергия с водой	4185	12,55
1.4	Количество электроэнергии	0,06	0,00018
2	Расход	33900	100
2.1	Энергия пара	30900	90,4
2.2	Потери в окружающую среду	1000	3,2
2.3	Потери с дымовыми газами	2000	6,4

Примечание:

*-расход тепловой энергии на выработку электрической энергии.

Рис. Энергобаланс предприятия по тепловой энергии.

Таблица Техническая характеристика одного турбогенератора.

Наименование	Размерность	ТГ-0.6/0.4 (Кубань-0.6)
Мощность при соs=0.8	КВт	600
Давление сухого насыщенного пара	МПа	1,1-1,3
Температура пара	0С	187
Давление пара за турбиной	МПа	0,3
Расход пара в турбине при номинальном режиме	т/ч	20

Структура электропотребления завода.



3. Подавление вредных выбросов

Существует 3 направления по подавлению вредных выбросов:

1) Снижение удельного выброса за счет рационального использования топлива,

2) Улавливание, очистка дыма от загрязняющих компонентов (СО и NОх) с помощью очистных сооружений,

3) Налог за выброс в окружающую среду СО и NOх.

Наряду с рациональным сжиганием топлива, предотвращения чрезмерное загрязнение воздушного бассейна используется 3-е направление. Когда выброс (нормированный выброс) не улавливается, а сбрасывается в окружающую среду. В этом случае рассчитывается валовой выброс GСО и GNOх (т/год). Исходя из удельного выброса gCO и gNOx

Где gCO и gNOx может быть найдено расчетным путем, или принято укрупнено.

Имеем

gCO = 150 мг/м3

gNOx = 400 мг/м3

исходя из удельного выброса

GСО = gCO·Vi·B·Ф, т/год (4.1)

GСО = 150·11,8·62,4·5·7000=3,87·109, т/год

и

GNОх = gNOx·Vi·B·Ф, т/год (4.2)

GСО = 400·11,8·62,4·5·7000=1,03·1010, т/год

Руководствуясь цифрами налога за выброс 1 тонны СО и NOх (ЦСО = 200 у.е./т и ЦNОx = 300 у.е./т). Находим величину годового налога за выброс печами рассмотренного в дипломном проекте участка.

Имеем

ЗСО = GСО· ЦСО, у.е./год (4.3)

ЗСО = 3,87·109·200 = 7,74·1011, у.е./год

ЗNОх = GNОх· ЦNОх, у.е./год (4.4)

ЗNОх = 1,03·1010·300 = 3,09·1012, у.е./год

Полученные цифры налога должны быть использованы при технико экономическом сопоставлении вариантов: затраты на строительство очистных сооружений в данной теплотехнологиях и затрат на строительство очистных сооружений куда идет налог.

В том случае если принята при сопоставлении вариант строительства очистных сооружений для рассмотренной промышленной теплотехнологии можно внедрить метод, к примеру известкование. Схемы взяты из книги улавливания СО и NOх.

3.1 Снижение выбросов оксидов азота

Принципиально осуществимы два способа улавливания уже образовавшихся оксидов азота NO2 и N2О3: улавливание с последующей переработкой в товарный продукт (азотная кислота, концентраты оксидов азота и азотнокислые соли); разрушение оксидов азота до нетоксичных соединений.

Для первого способа характерны сорбционные методы с поглощением N02 соединениями Nа2СО3, Са(ОН)2 или раствором аммиака (NH40H):

2NO2 + Na2CO3 NaNO3 + NaNO2 + CO2;

N2O3+Na2CO3 2NaNO2+CO2;

4NO2 + 2Са(ОН)2 Са(NO2)2 + Са(NO3)2 + 2H2O;

N2O3 + Са(ОН)2 Са(NO2)2 + H2O;

2NO2+2NH4OH NH4NO2+NH4NO3+H2O;

N2O3+2NH4OH 2NH4NO2+H2O.

Второй способ основан на каталитическом восстановлении оксидов азота до элементарного азота. Процесс протекает на поверхности катализатора (платина, никель, хром и др.) в присутствии газа-восстановителя (H2, CH4 и др.). Восстановление протекает в соответствии с реакцией

NO2+2H2 0,5N2+2H2O.

Перспективным способом очистки от N0x является сжигание топлива в псевдоожиженном слое с введением в него сорбентов СаСО3 и MgC03.

3.2 Снижение выбросов оксидов углерода

Одним из методов очистки промышленных газов от этой примеси является использование реакции водяного газа, протекающей на оксидных железных катализаторах.



Рис. 4.1. Схема очистки смеси газов от оксида углерода реакцией водяного газа

На рис. 4.1 приведена схема очистки водорода от СО. Смесь H2, СО и С02 подается в конвертор 1, где протекает реакция СО+Н2ОСО2+Н2. В результате 95 % СО превращается в СО2 с образованием эквивалентного количества водорода. Затем смесь охлаждается в холодильнике 2 до 30 °С и подается в абсорбер 3, где жидким сорбентом (5...15 % раствор МЭА) поглощается CO2. Очищенный газ направляется на вторую ступень очистки (поз.4...6, рис. 4.1).

4. Расчет конструкторский теплотехнического оборудования

4.1 Расчет проходной толкательной печи для цементации деталей производительностью 575 кг/ч

Исходные данные: обрабатываемая марка стали --20ХМ; концентрация углерода на поверхности в конце цементации (массовые проценты) Сп=0,9%*; глубина цементированного слоя (до точки с содержанием углерода С=0,45%) -- 0,9 мм; топливо -- природный газ; температура цементации (из условий стойкости жаропрочных материалов)--930 °С; допустимая температура поверхности радиационных труб (сталь Х25Н19С2)--1000 °C ; начальная температура деталей --20 °C ; температура перед закалкой (в зоне подстуживания) -- 890 °С; обрабатываемые изделия -- шаровые пальцы с характерным размером 30--50 мм; способ укладки деталей -- стопкой на поддоне; порозность уложенных стопкой деталей -- 0,5; допустимый перепад температур по сечению стопки деталей перед закалкой -- 0,3 °С/см.

Расчет: Задаваясь коэффициентом избытка воздуха =1,15, для природного газа при Qнр =34360 кДж/нм3) выбираем значения

V0= 9,4 и Vi = ll,8 нм/нм3, а также д.г. = 1,237 кг/нм3

и Vco2 = 9; Vн2о = 17; Vo2= 2 и VN2=72%.

Полагая температуру оздуха-окислителя равной 350 °С, находим калориметрическую температуру tm = 2000 °С. Действительная температура для такой печи в соответствии с найденным значением tm и пирометрическим коэффициентом составит 1500° С. Вырабатываемая атмосфера эндо-экзогенератороми, широко применяется для цементации. Задаем углеродный потенциал на первой стадии С1пред=1,1%. По номограммам (рис. 5.1 и 5.2), учитывающим опытные данные по активности углерода в легированных сталях, находим равновесные соотношения парциальных давлений газовой смеси. При С1пред=1,1% и t=930 °С эти соотношения равны:

Рис.5.1 Номограмма для определения равновесного содержания СО2 в зависимости от температуры при разных концентрациях углерода на поверхности стали.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/



рис.5.2 Номограмма для определения равновесного содержания Н2О в зависимости от температуры при разных концентрациях углерода на поверхности стали.

Допустимое содержание СО2 в равновесных условиях составит

=0,17,

а влаги

=0.192.

что соответствует температуре точки росы примерно минус 12 °С. Заданное содержание CO2 (или H20) регулируем подачей в зону печи метана. В соответствии с рекомендациями [6] среднее содержание СН4 в атмосфере зоны принимаем равным 2%. При этом состав газа с учетом метана будет СO = 19,5%; СН4 = 2%;Н2 = 39,1%; Н2O = 0,19%; СO2 = 0,07%; остальное N2.

В зону нагрева и зону второй стадии цементации метан не подается. Допустимое содержание СО2 и Н2O определяется также по номограммам (рис. 5.1 и 5.2).

По найденным содержаниям СO2 или H2О контролируется и регулируется углеродный потенциал. Первая стадия цементации заканчивается при достижении на глубине 0,9 мм концентрации углерода 0,45%. Этому значению соответствует безразмерная концентрация

, (5.1.1)

.

Здесь Со=0,2%--начальная концентрация углерода в стали марки 20ХМ. Определяем коэффициент диффузии углерода

(5.1.2)

где СП - поверхностная концентрация углерода, выраженная в весовых процентах.

D= (0,07+0,06.0,5) e =1.58.10 -7 см2/с

При вычислении D в качестве определяющей концентрации принята средняя арифметическая из средней на поверхности и средней на глубине 0,9 мм, т. е.

Ccр =

При этом в первом приближении предполагается, что за время насыщения до Сx,= 0,45% на глубине 0,9 мм поверхностная концентрация достигнет равновесной (1,1%). После вычисления поверхностной концентрации в конце первого периода уточняем величину D и при необходимости производим ее перерасчет.

Вычисляем критерий Био

, (5.1.3)

где м=1,210-5 см/с коэффициент поверхностного массообмена при цементации (табл. 7.5[1] ).

Bi= =6,94

Рис. 3 Графики функций переноса для полуограниченного тела

По графикам рис. 3 определяем критерий Тихонова (Ti=5,2) и находим время первой стадии цементации

1цем= , с (5.1.4)

1цем=с,

1цем = 8,2 ч.

По графику рис. 4

Рис. 4 Графики функций переноса для полуограниченного тела

определяем безразмерную концентрацию на поверхности (х=0, 1/2= 0) через 8,2ч. При Ti=5,2, 0. =8,24=0,9. При этом содержание углерода на поверхности.

Сп = Со+0,9(Спред - Со), (5.1.5)

Сп =0,2+0,81= 1,01%.

Средняя концентрация

Ccр =.

Коэффициент диффузии

D= (0,07+0,06.0,46) e =1.54.10 -7 см2/с

Как видно, он отличается от ранее найденного примерно на 2,5%. Оценка показывает, что время насыщения при использовании вновь найденного значения D изменится менее чем на 1%, что ниже точности расчета. Поэтому от дальнейшего пересчета отказываемся.

Вторую стадию цементации -- период диффузионного выравнивания концентрации -- совмещаем с подстуживанием до температуры 890 °С перед закалкой. Продолжительность этой стадии, равную [7] примерно 10--20% общего времени процесса, окончательно установим после определения времени подстуживания.

Рассчитаем интенсивность теплообмена, время нагрева до температуры цементации и время подстуживания до температуры закалки.

Выбираем конструкцию толкательной печи безмуфельного типа с радиационным обогревом при помощи излучающих труб. Детали транспортируются на поддонах. Детали, имеющие удлиненную форму (валики, пальцы), укладываются на поддоны стопкой с ориентацией осей в одном направлении. Стопку деталей будем рассматривать как тело волокнистого строения. Радиационные трубы располагаем горизонтально снизу и у свода печи. К установке в печи принимаем U-образные трубы с диаметром 108/100 мм. и расстоянием между осями 250 мм. Расстояние между трубами смежных ветвей принимаем равным 350 мм. Тогда средний шаг

scp ==300, мм

Согласно условию, температуру излучающих труб в камере нагрева принимаем равной 1000 °С. Среднюю температуру поверхности стопки изделий Tм -- равной 2/3 температуры садки в конце операции (tц.кон=930° С).

По данным работы [8] степень черноты поверхности труб i составляет 0,48 (светлая поверхность нагревателей), а степень черноты нагреваемого металла в защитной атмосфере 2=0,45. Находим приведенный коэффициент излучения

, Вт/м2·К4 (5.1.6)

где С0=5,77 Вт/м2·К4

1 и 2 - соответственно степень черноты поверхности радиационных труб и нагреваемого металла;

21 - переводной коэффициент с металла на трубы;

- соответственно угловые коэффициенты с металла на трубу и с трубы на металл с учётом отраженного излучения кладки;

s - шаг трубы;

D - наружный диаметр трубы.

Сприв

=1,52 Вт/м2 . K4;

Теплонапряжение поверхности радиационных труб

qл = Сприв , Вт/м2 (5.1.7)

qл =1,52(2661-6360) =30300 Вт/м2.

При подсчете значения Сприв угловые коэффициенты определялись в зависимости от относительного шага труб по графику (рис. 5).

Рис.5 Графики для определения угловых коэффициентов.

Коэффициент теплоотдачи излучением

, Вт/м2 . K (5.1.8)

Вт/м2 . K

Коэффициент теплоотдачи конвекцией для печи, снабженной вентилятором для перемешивания печной атмосферы, может быть принят равным 15% от л. Тогда эффективный коэффициент теплоотдачи к поверхности стопки изделий

=1,15.80=92 Вт/м2 . К

Для определения времени нагрева по формуле (5.1.8.) подсчитываем эффективную теплопроводность стопки деталей. Вычислим входящие в эту формулу величины.

Теплопроводность газа находим из соотношения (8.7). В качестве определяющей температуры принимаем среднюю температуру металла м. Тогда

см=a xi I+(1-а), Вт/м . К (5.1.8)

где i - теплопроводность компонентов смеси;

xi - молярные доли компонентов;

Значение а для определённого содержания Н2 берутся по графику (рис.4)

рис.6. График для определения коэффициента а

см= 0,42 (0,2 . 0,052+0,4 . 0,371 +0,4 . 0,0525)+0,58 =

=0,141 Вт/м . К

Содержание СО2 и Н2О, составляющее менее 1%, при нахождении см не учитывалось. Коэффициент а =0,42 (рис.6).

Величины и K определялись следующим образом:

=0.186=132 Вт/м2.К,

где - эффективный коэффициент теплоотдачи за счет внутреннего излучения:

ТГ - температура газа, находящегося в промежутках между деталями.

, Вт/м·K (5.1.9)

где - относительный коэффициент теплопроводности металла;

г - коэффициент теплопроводности газа, находящегося между деталями;

s - средняя толщина газовых прослоек между деталями, равная 40 мм

=0,166 Вт/м·K

Эффективная теплопроводность материала волокнистого строения

, Вт/м·K (5.1.10)

=24,7 Вт/м·K.

- порозность (объемная доля пустот) засыпки деталей.

Коэффициент эффективной температуропроводности стопки изделий

, м2/ч (5.1.11)

эф=0,0364 м2/ч

Размеры поддона принимаем равными 500Х500 мм, а высоту укладки - 0,285 м. Поддоны располагаем в два ряда. В этом случае массу деталей на поддонах, примыкающих друг к другу, можем рассматривать как плиту, ширина и длина которой значительно больше толщины. Эффективный критерий Био

Bi= =0,53

Относительная температура в конце нагрева

; 0.0715

Используя графики =f (Bi, Fo), см. рис.7, для средины стопки (пластины) нагреваемых изделий, находим эффективный критерий Фурье Fo=5,95.



Рис.7 температурный критерий для середины пластины

Время нагрева средины стопки

; ч (5.1.12)

ч

Подсчитаем время подстуживания деталей от температуры цементации до 890 °С. Температуру труб и внутренней поверхности стен зоны подстуживания принимаем равной 885 °С. Безразмерная температура

;

В качестве определяющей принимаем температуру 930-2/3(930-890)904 °С. Таким же образом, как и для зоны нагрева, вычисляем коэффициент теплоотдачи, коэффициенты эффективной теплопроводности и температуропроводности стопки деталей и критерий Bi:

=110 вт/м2 . K; эф=23,1 вт/м . K; эф=0,0395 м2/ч

Bi=0,68.

По графикам =f (Bi, Fo), составленным для средины пластины (стопка деталей), см.рис.7, определяем критерий

FO==4,2

Время охлаждения центра стопки деталей до температуры 890 С

=2,14 ч

Рассчитываем температуру поверхности изделия tпм.кон в конце подстуживания.

При Bi=0,68, Fo=4,2 для поверхности пластины находим безразмерную температуру

Откуда

=(930--885) 0,08+885 =888,6 °С

Совмещая вторую стадию цементации (диффузионное выравнивание) с подстуживанием, полагаем, что ее продолжительность равна времени подстуживания охл. Тогда общее время процесса

=нагр+1цем+охл , ч (5.1.13)

=3,25+8,2+2,14= 13,59ч

Как видно, доля времени диффузионного выравнивания цем=охл составляет

=20,6% от времени цементации 1цем+2цем,

что полностью соответствует рекомендации работы [70].

Определяем параметры конструкции печи. Вес садки при производительности 575 кг/ч

p = Р·, кг (5.1.14)

p = 575 13,59 =7800 кг

Вес деталей на одном поддоне

p=0,5.0,5.0,28·p·(1-), кг (5.1.15)

p=0,5.0,5.0,285.7800.0,5=278 кг

Количество поддонов в печи

; шт (5.1.16)

=28 шт

Следовательно, в каждом ряду (при производительности печи 575 кг/ч) должно находится 14 поддонов.

Длина рабочего пространства печи

, мм (5.1.17)

L=500(l+18,8.10-7.940)+1507270 мм.

Принимаем L=7300 мм.

Длины зоны нагрева, а также первой и второй зон цементации находятся в соответствии со значениями нагр; 1цем и 2цем (охл):

, м

, м

и

, м

Высоту рабочего пространства печи из конструктивных соображений принимаем равной 900, а ширину печи -- 1500 мм. Темп толкания поддонов составит

; ч (5.1.18)

=0,97 ч (58 мин)

Вес поддона с оправкой для укладки деталей Рп принимаем равным 70 кг. Тогда производительность печи брутто

Рбр=575+ =720 кг/ч.

Вес брутто садки

pбр =n (р+рп), кг (5.1.19)

pбр =28(278+70) =9750 кг

Продвижение поддонов осуществляется по гладким направляющим. Необходимое усилие толкания (5.1.20)

FT=f··pбр, кг (5.1.20)

где f - коэффициент трения скольжения для сталей, применяющихся в печестроении (табл.8.3 [1]);

- коэффициент, учитывающий возможность частичного спекания поддонов с направляющими или коробления,=1-3 (меньшее значение относятся к условиям работы в окислительной атмосфере).

FТ= 1х2х9750 =19500 кг.

Здесь коэффициент 2 принят в связи с наличием в печи защитной атмосферы (табл. 8.3[1]). Округляя принимаем к установке толкатель с усилием 200 кH (по 10 кH на каждый ряд поддонов).

Тепло в камере нагрева расходуется на нагрев изделий, поддонов, компенсацию потерь теплопроводностью через кладку, излучением на водоохлаждаемые поверхности вентиляторов, излучением в тамбуре при открывании дверок и на нагрев защитного газа.

Выбираем конструкцию тамбура загрузки и выгрузки со шлюзовыми камерами, куда постоянно подается защитная атмосфера. Давление в тамбурах и печи принимаем одинаковым. В этом случае при закрытых дверцах газ из печи в тамбур через неплотности практически не поступает и тепло на его нагрев не учитываем. Основной расход защитного газа осуществляется в печи. Газ из рабочего пространства печи выходит в трех местах: у загрузочной камеры нагрева (первый вывод), на границе между камерой нагрева и зоной цементации первой стадии (второй вывод), а также на границе между зонами цементации первой и второй стадии (третий вывод). Такая организация газовых потоков обеспечивает автономность и стабильность состава атмосферы во всех зонах печи. Расход атмосферы в печи принимаем в соответствии с практическими данными равным 80 нм3/ч. Распределение подачи свежей контролируемой атмосферы в отдельные зоны печи и удаление отработанных газов через выводы рассчитываем исходя из условия пропорциональности расхода через каждую зону ее объему. Полагаем, что высота и ширина печи во всех зонах одинаковы. Тогда подача в камеру нагрева составит 19,1, а в первую и вторую зоны цементации соответственно 48,3 и 12,6 нм3/ч. В этом случае через первый отвод будет удаляться половина газов, подаваемых. в камеру нагрева (9,55 нм3/ч), через второй--половина газов, подаваемых в камеру нагрева и первую зону цементации (9,55 нм3/ч+24,15 нм3/ч) и через третий отвод весь остальной газ. В соответствии с таким распределением расхода по зонам, давлением в рабочем пространстве (обычно 15--20 мм вод. ст.) и давлением на вводе в печь (или у генератора) рассчитываются трубопроводы для подачи и удаления контролируемой атмосферы.

Расход тепла на нагрев защитной атмосферы в зоне нагрева печи

Qз.a=V з.acpiVi(t2-t1), Вт (5.1.21)

Qз.a= 19,1 (0,4-1,337+0,2-1,393+0,4-1,383) (1000-20) =

=7100 Вт

гдe СpiVi сумма произведений объемной изобарной теплоемкости i-компоненты защитной атмосферы на ее объемную долю;

t1 и t2 соответственно температура защитного газа на входе и выходе из печи.

Расходы тепла нетто и брутто на нагрев металла

QмН=575.0,63(930-20) =92000 Вт

Qм6p=735.0,63(930-20)=117000 Вт

Расчет потерь тепла через кладку печи (здесь не приводится) показывает, что они в зоне нагрева составляют 15000 Вт. При подсчете суммарных затрат тепла в зоне нагрева вводим коэффициент неучтенных потерь. Он может быть принят равным 1,15 (учитывает потери тепла излучением и конвекцией в тамбуре при открывании дверок, тепловой эффект структурных превращений при нагреве металла, потерю с водой, охлаждающей вентиляторы). Тогда расход тепла в зоне нагрева

Q1= (117000+7100+15000)·1,15=160000 Вт.

Аналогичным образом подсчитываются расходы тепла в остальных зонах печи. При этом учитывается, что в отличие от зоны нагрева температура радиационных труб и внутренней поверхности футеровки в зоне первой стадии цементации равна температуре металла (930° С), а в зоне подстуживания885° С.

4.2 Выполняем расчет радиационных труб

Исходя из определенного ранее теплонапряжения поверхности труб qл =30300 Вт/м2, определяем их поверхность в зоне нагрева:

, м2 (5.2.1)

м2

Поверхность одной U-образной трубы при наружном диаметре 108 мм и длине 3 м

fнтр =dl, м2 (5.2.2)

fнтр==3,14.0,108.3=1,02 м2

Количество труб в зоне нагрева

n= =5,2 трубы.

Принимаем к установке в зоне нагрева 6 труб (12 ветвей), по три снизу и сверху.

Энтальпия воздуха на выходе из рекуператора (при t=350 °С и =1,15) составляет 4600 кДж/нм3 газа. Принимаем температуру уходящих газов на выходе из трубы (перед входом в рекуператор) 1100 °С (на 100 °С выше, чем температура трубы). В этом случае энтальпия продуктов горения составит 19800 кДж/нм3 газа

Коэффициент использования топлива в радиационной трубе

(5.2.3)

.

Для зоны нагрева печи рассчитываем расход природного газа:

, нм3/с (5.2.4)

нм3/с

или

B1=30,1 нм3/ч.

Расход природного газа в одной трубе

нм3/ч.

Определяем скорость дымовых газов в радиационной трубе:

, нм/с (5.2.5)

нм/с,

м/с.

Для определения режима движения продуктов сгорания в радиационном трубе рассчитываем критерий

Re= (5.2.6)

где d=0,l м; =l,02.245.10-6 м2/c (см. приложение XI [1]).

Re= =4600.

Как видно, в трубе имеет место переходный режим движения.

В литературе отсутствуют надежные соотношения для расчета а при переходном режиме течения в радиационной трубе. Сопоставляя расчетную плотность теплового потока (30,3 кВт/м2) с достигаемой на практике (20--40 кВт/м2), видим, что интенсивность теплообмена в трубе обеспечивает необходимый подвод тепла.

Определяем значение , которое обеспечит подвод необходимого количества тепла. Плотность теплового потока в зоне с шестью трубами

26300 Вт/м2 град

Коэффициент теплоотдачи к внутренней поверхности трубы

, Вт/м2 . K (5.2.7)

Вт/м2 . K

где fнтр и fВтр -- соответственно наружная и внутренняя поверхности трубы.

Дальнейший расчет печи заключается в определении количества радиационных труб и расхода топлива в остальных зонах, расчете горелок, рекуператоров, эжекторов для удаления дымовых газов из труб, воздушных и газовых линий, вентиляторов и т. д.

4.3 Расчет генератора для приготовления богатого очищенного экзогаза производительностью 100 нм3 /ч

Исходные данные: рабочая температура (задается исходя из условий стойкости жароупорных материалов) в реакторе 900; в камере сжигания 1100 °С; температура охлажденных в скруббере продуктов сгорания--минус 25° С; форма частиц теплоносителя и катализатора -- сферическая; порозность свободно насыпанного слоя (0): катализатора 0,4; теплоносителя 0,4; плотность (кажущаяся): катализатора 2000; теплоносителя 3000 кг/м3; средний размер частиц катализатора и теплоносителя -- 1 мм; тип катализатора -- алюмоннкелевый; топливо и технологическое сырье -- природный газ с теплотворной способностью 34360 кДж/нм3.

Расчет: Принимаем конструкцию генератора с кипящим слоем катализатора (лист. 6,7). Реактор с катализатором размещаем в реторте из жароупорной стали. Снизу реторта снабжена газораспределительной решеткой, верхняя часть ее расширена с целью уменьшения скорости продуктов горения и предотвращения уноса катализатора. Кольцевая камера сжигания расположена вокруг реторты. Для интенсификации теплообмена сжигание производится в кипящем слое огнеупорного теплоносителя. Тепло в реактор переносится через стенку реторты. Чтобы не допустить избыточного содержания кислорода в продуктах горения, газ сжигаем при коэффициенте избытка воздуха =0,95.

Производим расчет горения топлива и составляем материальный баланс. Результаты расчета состава продуктов сгорания топлива сведены в табл. 9.1.

Табл. 9.1

Состав продуктов горения топлива

Составляющие	Содержание составляющих
	В расчете на сухой воздух	С учетом влаги, вносимой с воздухом, при относительной влажности 75
	нм3/нм3		Нм3/нм3
Vн2о	1,825	18,8	1,982	20,01
Vс2о	0.856	8.8	0.856	8.69
VN2	6.83	70.4	6.83	69.34
Vн2	0.087	0.9	0.087	0.88
Vco	0.106	1.1	0.106	1.08
Vi	9.7	100	9.86	100

Также расчетным путем получены данные:

расход воздуха-окислителя V0=8,645 нм3/нм3;

химический недожог топлива составляет Q3=2260 кДж/нм3;

количество тепла, выделяющееся при сгорании топлива с а=0,95--32000 кДж/нм3.

Весовой состав влажных продуктов горения

Gн2о= 1,593; Gco2=l,69; GN2=8,55; Gн2==0,008

Gco=0,133 кг/нм3.

Суммарный объем дымовых газов будет

, кг/нм3 (5.3.1)

11.974 кг/нм3

То же, но сухих дымовых газов

10,381 кг/нм3.

Производим расчет охлаждения и частичной осушки газов в скруббере. По (I-d-диаграмме для влажного воздуха на 1 кг сухого газа при 25 °С приходится 20,5 г паров воды. Количество оставшейся в дымовых газах влаги

20,5.10-3.10,381=0,213 кг/нм3

или в единицах объема

, нм3/ нм3 (5.3.2)

=0,265 нм3/ нм3

Количество влаги, оставшейся в скруббере (сконденсировавшейся)

, кг/нм3 (5.3.3)

=1,593-0,213=1,38 кг/нм3

Состав газов после скруббера приведен в табл. 9.2.

Табл. 9.2.

Состав продуктов горения топлива после скруббера

Составляющие	Состав
	По весу	По объему
	кг/нм3		кг/нм3
Gн2o; Vн2о	0,21	2,01	0,265	3,26
Gco2; Vco2	1,69	15,96	0,856	10,52
GN2; VN2	8,55	80,7	6,83	83,85
Gн2;Vн2	0,008	0,087	0,07	1,07
Gco;Vco	0,133	1,26	0,106	1,3
Gi; Vi	10,59	100	8,144	100

Записываем реакции получения экзогаза (конверсии метана):

СН2+С02==2СО+2Н2 ;

СН4+Н20=СО+ЗН2.

Пренебрегаем содержанием примесей в природном газе и полагаем, что он состоит только из метана. В расчете на 100 нм3 исходных продуктов (дыма, охлажденного в скруббере) записываем

10,52СН4+10,52С02=21,04СО+21,04Н2 (5.3.4)

3,26СН4+3,26Н20 =3,26СО+ 10,78Н2. (5.3.5)

Таким образом, в соответствии с реакциями (5.3.4) и (5.3.5) для приготовления Х нм3 экзогаза нужно подать 10,52+3,26=13,78 нм3 метана на 100 нм3 исходного газа. При этом получится 21,04+3,26=24,3 нм3 СО и 21,04+10,78=31,82 нм3 H2. С учетом СО и Н2 в исходном газе смесь (очищенный экзогаз) после конверсии будет иметь состав, приведенный в табл. 9.3.

Табл. 9.3

Состав готового экзогаза, очищенного от H2O и СО2 методом каталитической конверсии

Составляющие экзогаза	Содержание
	нм3
Vco	25,6	18
Vн2	32,9	23,1
VN2	83,85	58,9
Vi	142,35	100

Для приготовления 100 нм3/ч экзогаза нужно подать в реактор: охлажденных дымовых газов

= 70,4 нм3/ч,

Метана

=9,7 нм3/ч.

Для получения 70,4 нм3/ч дымовых газов необходимо сжечь =8,65 нм3/ч природного газа.

Расчет расхода тепла заключается в следующем. Тепловой эффект реакции (9.11) при 900 °С составит:

q(a)=-53246-15,18T+0,008445T2-l,552*10 -6 T3=

=-61940 ккал/кг-моль, или на 1 нм3 CH4

-= -2765 ккал/нм3

(-11600 кдж/ нм3).

Соответственно тепловой эффект реакции (9.12).

q=-42566-16,2T-9,45.10-3T2+1,6361.10-6Т3=

=-9650 кДж/нм3.

Расход тепла на реакции (9.11) и (9.12) в сумме из расчета получения 100 нм3/ч готового газа определится

q1= (10,52.11600+3,26.9650)= 107000 кдж/ч

(25600 ккал/ч).

Количество тепла, израсходованное на нагрев смеси частично осушенных и охлажденных в скруббере дымовых газов, а также метана для конверсии в количестве 9,7 нм3/ч определяется по формуле

.

где V--содержание i-го компонента в смеси;

сi--средняя теплоемкость i-го компонента;

t1 и t2--соответственно температура газов на входе в реактор и температура

нагрева газов.

Как показал расчет,

Qг =114000 кдж/ч (27240 ккал/ч).

Суммарное количество тепла, которое необходимо подвести к реактору:

Q=Q1+Qг

Q= 107000+114000=221000 кдж/ч (52740 ккал/ч).

Энтальпия дымовых газов на выходе из камеры сгорания (при температуре-1100 °С) в расчете на 1 нм.3 топлива

равна 18100 кдж/нм3 (4335 ккал/нм3).

Расход топлива определяется из теплового баланса камеры сжигания.

Пренебрегая физическим теплом, вносимым воздухом и природным газом, записываем уравнение теплового баланса:

,

где vt -- расход топлива;

1,1 --коэффициент, учитывающий потери тепла в окружающую среду и с

охлаждающей водой.

Имеем

=17,5 нм3/ч

Количество продуктов горения после камеры сжигания (табл. 9.1)

=17,5.9.86 =173 нм3/ч.

Из этого количества используется для реакции

=8,65.9,86=85,4 нм3/ч.

Остается

= 173-85,4 = 87,6 нм3/ч.

Объем воздуха, подаваемого в камеру сжигания:

VB== 17,5.8,645 =151 нм3/ч.

Рассчитываем теплообмен, гидродинамические параметры, а также определяем размеры реактора и камеры сгорания.

Находим плотность газовой смеси в реакторе (при 900 С по конечному продукту)

=0,180,291+0,231.0,021+0,589.0,291=0,229 кг/м3.

Динамическая вязкость газовой смеси в реакторе определится в соответствии с формулой

где см вязкость смеси при t C;

см вязкость компонентов смеси газов;

I объёмные доли компонентов;

Tкрi ,Mi соответственно критические температуры и молекулярные массы компонентов смеси;

Значение для наиболее часто встречающихся газов произведения приведены в табл. (8.2)

=4,52.10-6 кг .сек/м2 .

Плотность продуктов горения в камере сжигания при 1100 °С

см=ViI

см=0,08690,4+0,0108.0,2480,20,159+0,00880,0177+0,6930,248=0,242 кг/м3.

Их динамическая вязкость

=

=5,3610-6 кгсек/м2.

Соответственно кинематическая вязкость в реакторе и камере сжигания:

м2/сек

м2/сек

Рассчитываем критерий Архимеда для катализатора в реакторе:

где вязкость газа при температуре потока;

g ускорение силы тяжести;

Ч,Г соответственно плотность твердой и газовой фазы слоя;

dср средний диаметр частиц.

=2300

Числа Рейнольдса, соответствующие пределу устойчивости кипящего слоя и уносу частиц:

;

Тогда

Reун =

В соответствии с найденными значениями Reкр и Reун определяем скорости начала псевдоожижения и уноса:

Тогда кр и ун будут соответственно равны:

м/сек

м/сек

Число Re, соответствующее оптимальной скорости фильтрации (при которой наступает mах), находим по формуле (8.30):

.

Оптимальная (рабочая) скорость фильтрации

м/сек

или при нормальных условиях (20 °С) опт=0,387 нм/сек.

Определяем площадь реактора

где Vp - производительность реактора.

м2

Конструкцию реакционной камеры выбираем в виде цилиндрической реторты с диаметром

м

Наружный диаметр реторты принимаем равным 320 мм. (толщина стенки 9 мм).

Находим скорость фильтрации и размеры камеры сжигания. Камера сжигания размещена снаружи реактора, имея с ним общую стенку. Ее расчет аналогичен расчету реактора. Находим критерии Аr и Reопт:

;

Тогда

м/сек

или после приведения к нормальным условия опт=0,424 нм/сек.

Сечение (площадь) камеры сжигания

м2

Суммарная площадь камеры сгорания и реактора

Fобщ=Fкг+Fр;

Fобщ=0,113+0,072=0,185 м2.

Определяем наружный диаметр камеры сжигания, имеющий кольцевое сечение:

м

Толщина кольца



мм

Рассчитываем коэффициент теплопередачи и теплоотдающую поверхность (для этого при найденном диаметре реторты нужно найти ее минимальную высоту).

Коэффициент теплопроводности газов в реакторе, подсчитанный по формуле:

где i теплопроводность компонентов смеси;

i молярные доли компонентов;

значение а для определенного содержания Н2 берутся по графику (рис. 1 )

рис.1. График для определения коэффициента а

Тогда см составит 0,12 вт/м.°К. Коэффициент теплопроводности дымовых газов определяем в соответствии с приложением II, д.г=0,108 вт/м-°К. (при 1100 °С). Коэффициент теплоотдачи от кипящего слоя катализатора находится из выражения (8.33):

;

где коэффициент теплообмена между кипящим слоем и поверхностью изделия;

г теплопроводность газовой фазы.

=

=670 вт/м2 К

С учетом поправки получим

=0,88.670=600 вт/м2 К

Аналогичным образом рассчитываем коэффициент теплоотдачи со стороны теплоносителя. Он равен =608 вт/м2 К

Коэффициент теплопередачи

Поскольку

,

вт/м2 К

Поверхность теплообмена (боковая поверхность реторты) будет равна



м2

Высота реактора (средний диаметр реторты =311 мм) может, быть подсчитана так:

h= = 1,09 м.

Высоту неподвижного слоя катализатора принимаем 0,9 м. Над ретортой следует установить сепарационную зону большего, чем реторта, сечения. При этом за счет падения скорости газа уменьшится высота выброса частиц из слоя и их унос. Из конструктивных соображений высоту сепарационной зоны принимаем 0,6 м.

Определяем гидравлическое сопротивление кипящего слоя катализатора (насыпной вес 1200 кг/м3):

р=насН;

р=12000,9= 1080 кг/м2,

где

нас=ч(1-0) =1200 кг/м3.

Дальнейший расчет генератора заключается в определении остальных параметров камеры сжигания (аналогично реактору), поверхности и размеров трубчатого и контактного холодильников, расчете горелок, трубопроводов, выборе газодувок и т.д.

5. Экономическая часть

5.1 Определения потребности отделения химико-термической обработки в энергоресурсах

Расход электроэнергии:

Э = ·П, кВт·ч/т (6.1)

где ·- удельный расход электроэнергии, ·= 70,43 кВт·ч/т;

П - годовой объем продукции.

Расход условного топлива:

В = в·П, кг.у.т. (6.2)

где вуд ·- удельный расход условного топлива, вуд = 0,635·103 кг/т(из расчета п.5);

Расход тепловой энергии на вентиляцию:

, Дж (6.3)

где хв - 1,05 вентиляционная характеристика здания,

V = 31050 м3 - объем помещения,

Tв =22 С - температура воздуха в цехе;

= -10 С - наружная температура воздуха (средняя в течении года);

hв = 7000 - число часов использования вентиляционной нагрузки.

Qв =1,05·31050·(22+10)·7000=6,26 ГДж

Расход тепловой энергии на горячее водоснабжение:

, Дж (6.4)

где Gг.в. - расход воды на горячее водоснабжения

Gг.в = n·a·Nраб, кг (6.5)

где n - количество рабочих, пользующихся душем,

а - норма расход воды на душ (а = 60 кг/чел.сут);

Nраб. - число рабочих дней в году (Nраб = 292);

Gг.в = 9·60·292 = 157680 кг

tг.в. - температура горячей воды, подаваемой в систему горячего водоснабжения, С;

tх.в. - температура холодной водопроводной воды, С;

Qг.в = 157680·(65-10)=8,7 ГДж

Годовой расход тепловой энергии:

Qгод = Qв + Qг.в , ГДж (6.6)

Qгод = 157,680·103+8,7·103= 7311, ГДж

Потребность отделения в сжатом воздухе:

= с.в·Фр.в , м3/год (6.7)

где с.в = 0,2, м3/ч-часовой расход сжатого воздуха,

Фр.в = 7000 часов в год - фактический фонд рабочего времени

=0,2·7000=1400, м3/год

Потребность отделения в технической воде:

= т.в·Фр.в, м3/год (6.8)

где с.в = 20, м3/ч-часовой расход сжатого воздуха,

Фр.в = 7000 часов в год - фактический фонд рабочего времени

=20·7000=140·103, м3/год

5.2 Топливо-энергетический баланс

табл.6.1

Расходная часть топливно-энергетического баланса

Ресурсы	Годовой расход	Переводной коэффициент	Условный расход ресурса, кг.у.т.	Расход ресурса, %
	Един.изм	Количество
Электроэнергия	кВт·ч	1690·103	0,34 кг.у.т/кВт·ч	574,6·103·	3,56
Топливо	кг.у.т.	15,24·106	1,0	15,24·106	94,34
Сж.воздух	м3	1400	0,034 кг.у.т./ м3	476	0,003
Техн. Вода	м3	1,40·103	0,068 кг.у.т./ м3	9520	0,06
Тепловая энергия	ГДж	7311,7	45 кг.у.т./ГДж	329027	2,04
	-	-	-	16153623	100

5.3 Расчет энергетической составляющей себестоимости продукции

Расчет производим для двух случаев - с учетом и без учета использования вторичных энергоресурсов. Экономия топлива за счет использования ВЭР составляет 23%.

Затраты энергетических ресурсов на выпуск продукции определяются по формуле:

Sэр = Sээ + Sт + Sв+ Sсв+Sам.+ Sтр+ Sзп.+ Sтэ +Sпр, руб/год (6.9)

где Sээ - расходы на электроэнергию, руб/год;

Sт - расходы на топливо, руб/год;

Sв. - расходы на техническую воду, руб/год;

Sсв. - расходы на сжатый воздух, руб/год;

Sам. - амортизационные отчисления, руб/год;

Sтр. - расходы на текущий ремонт, руб/год;

Sзп. - заработная плата, руб/год;

Sтэ. - расходы на тепловую энергию, руб/год;

Sпр. - прочие расходы, руб/год;

Расходы на электроэнергию определяются по двухставочному тарифу по формуле:

Sээ = Nmax·a+Э·b, руб/год (6.10)

где Nmax - заявленная отделением мощность в часы максимума нагрузки, кВт;

А - плата за один кВт заявленной мощности, руб/кВт;

b - плата за 1 кВт·ч расходуемой электроэнергии, руб/кВт·ч;

Nmax = , кВт (6.11)

Nmax = =242 кВт

Sээ =242·4278,54+1690·103·40,99=70,3·106, руб/год

Топливная составляющая себестоимости определяется по формуле:

Sт = , руб/год (6.12)

где - годовой расход натурального топлива, т/год.

Цт - цена топлива, руб/т;

Sт = 3786·103·63,5=240,4·106 руб/год

= -ВВЭР, т/год (6.13)

где - расход натурального топлива, т/год;

ВВЭР = 0,23· =870,8 т/год

= 2915·103 т/год

= ·Цт, руб/год (6.14)

=2915·103·63,5=185,1·106 руб/год

Затраты на воду рассчитываются по формуле:

Sв = , руб/год (6.15)

где Цв - цена технической воды;

Sв =140·103·235,6=33·106 руб/год

Затраты на сжатый воздух:

Sсв = , руб/год (6.16)

где Цс.в. - цена сжатого воздуха,

Sсв = 1,400·6300=0,009·106, руб/год;

Амортизационные отчисления определяются по формуле:

Sам = ам·K, руб/год (6.17)

где ам - среднегодовая норма амортизации (ам =12%)

K - стоимость основных производственных фондов, руб;

Стоимость основных производственных фондов определяется из величин удельных капитальных затрат Kуд:

K = Kуд·, руб (6.18)

где - годовой расход условного топлива, т.у.т,

Kуд =52000 руб/т.ут.;

K1= 52000·16,2·103=161,2·106 руб,

Для варианта с использованием вторичных энергетических ресурсов необходимо рассчитать так же капиталовложения в устройство по использованию ВЭР:

KВЭР= , руб (6.19)

где = 17350 руб/т.у.т;

KВЭР=17350·3,51·103=60,9·106 руб,

K2 = K1+, руб (6.20)

K2 = 161,2·106+7578,5·106 =7739,7·106 руб,

Sам = 0,12·858·106 =103·106, руб/год

= 0,12·918,9·106 =110,3·106 руб/год

Затраты на текущий ремонт определяются по формуле:

Sтр = 0,2·Sам, руб/год (6.21)

Sтр =0,2·103·106 =20,6·106 руб/год

=0,2·110,3·106 = 22,06·106 руб/год

Расчет основной заработной платы рабочих производится по формуле:

Sзп = n·Фз.п., руб/год (6.22)

где n - количество рабочих,

Фз.п.-годовой фонд заработной платы (Фз.п.=2,8·106 руб/чел. в год)

Sз.п.=3·2,8·106 = 8,4·106 руб/год

Расходы на тепловую энергию определяются по формуле:

Sт.э. =Qгод·Цт.э. + Qг.в·Цт.э., руб/год (6.23)

где Qгод - годовой расход тепловой энергии, ГДж/год,

Qг.в. - годовой расход тепловой энергии на горячее водоснабжение, ГДж/год

Цт.э - цена тепловой энергии;

Sт.э. =7311,7·7586+8,67·7586=55,5·106 руб/год

Прочие затраты рассчитываются по формуле:

Sпр=0,3·( Sзп+ Sам+ Sтр), руб/год (6.24)

Sпр =0,3·(8,4·106+103·106+20,6·106)=39,6·106, руб/год

=0,3·(8,4·106+110,3·106+22,06·106)=42,2·106, руб/год

с учетом всех составляющих определяем общую сумму энергетической составляющей затрат в двух вариантах (с использованием и без использования ВЭР).

Sэр =70,3·106+240,4·106+33·106+0,009·106+103·106+20,6·106+8,4·106+

+55,5·106+39,6·106=570,8·109, руб/год

=70,3·106+185,1·106+33·106+0,009·106+110,3·106+22,06·106+8,4·106+

+55,5·106+42,2·106=570,8·109, руб/год

Энергетическая составляющая себестоимости

S = , руб/т (6.25)

где П = 24·103 т/год производительность отделения

S = = 23,8·103 руб/т

5.4 Определение приведенных затрат и срока окупаемости капитальных вложений для двух вариантов расчета

Срок окупаемости капитальных вложений для двух вариантов расчета (с использованием и без использования ВЭР) определяется по формуле:

Tок = , лет (6.26)

где K2 и S2 - капиталовложения и издержки по варианту с использованием ВЭР;

K1 и S1 - капиталовложения и издержки по варианту без использованием ВЭР.

K1 =,руб (6.27)

где Kуд = 81000 руб - удельные капиталовложения,

K1 = 13800·81000= 1117,...