Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

ВВЕДЕНИЕ

В настоящее время нагрев металла под ковку, штамповку и прокатку в основном выполняют в высокомеханизированных методических и полуметодических печах. Методические печи - печи непрерывного действия. Широкое внедрение методической печи в технологию нагрева стали объясняется необходимостью комплексной механизации и автоматизации всех процессов производства изготовления проката и деталей (автотракторных, станочных и др.). В качестве примера производства с комплексной механизацией можно указать на разрабатываемые автоматические линии производства автотракторных деталей, где установка камерной печи недопустима, так как при этом весьма трудно механизировать транспорт заготовок или изделий в пределах линии. Такая же картина наблюдается при производстве проката на непрерывных станах.

Методические печи в зависимости от температурного графика бывают двух- и трёхзонные. Число зон методической печи выбирается в соответствии с температурными и тепловыми графиками нагрева. В каждой зоне продукты сгорания имеют определённую температуру, значение которой отличается от температуры соседней зоны. При симметричном обогреве заготовок зона включает нижний и верхний отсеки. В тех случаях, когда нагреваются массивные заготовки, методическая печь имеет три зоны. Третья зона называется зоной выдержки или томильной. Томильная зона, как правило, не имеет нижнего отсека горения, так как наряду с выдержкой, позволяющей выровнять температуру по сечению заготовки, в ней должен устраняться неравномерный нагрев металла по поверхности, в связи с чем она должна иметь монолитный под.

Печи для нагрева стали под ковку, штамповку, прокатку и термообработку подразделяются на две большие группы. К одной группе могут быть отнесены печи нагревательные, к другой - термические.

В нагревательных печах происходит нагрев стали перед её обработкой давлением для нужд производства проката и некоторых видов изделия.

Нагревательные печи классифицируются по технологическому и конструктивному признакам. По технологическому признаку различают одно-, двух- и многозонные нагревательные печи, а также камерные, методические, полуметодические, роликовые с торцевой или боковой загрузкой и выгрузкой.

Как было уже отмечено, зоны печи выделяются по температурному признаку. Для поддержания в них определённой температуры рабочее пространство каждой зоны должным образом оформляется конструктивно. Зоны профилируются с учётом температуры и количества образовавшихся продуктов сгорания и условий теплообмена между газами и поверхностью металла.

1 ОПИСАНИЕ ТЕПЛОТЕХНОЛОГИИ НАГРЕВА

Нагрев исходных материалов (слитков и заготовок) перед прокаткой должен обеспечить их высокую пластичность и наименьшее сопротивление деформации, высокое качество готового проката и получение требуемой структуры металла.

При нагреве исходных материалов в нагревательных устройствах всегда происходит окисление металла - процесс химического взаимодействия окислительных печных газов с железом, примесями и легирующими компонентами с образованием на поверхности слитка или заготовки окалины. Наружный, самый тонкий слой окалины состоит из Fe₂O₃ (тематита), средний - из Fe₃O₄ (магнетита) и внутренний - самый толстый слой - из FeO (вюстита).

Образование окалины при нагреве является источником потерь годного металла. Угар металла при нормальной работе нагревательных устройств составляет 1…2% массы нагреваемого металла. Если учесть, что металл при прокатке от слитка до готового продукта нагревают несколько раз, то можно принять угар в среднем 3…4% массы нагреваемого металла.

На образование окалины влияют температура нагрева, продолжительность пребывания металла при высоких температурах, скорость нагрева, печная атмосфера, а также состояние окалины и свойства оксидов легирующих компонентов. Образование окалины происходит более энергично при температурах выше 900…1000 ^оС. Скорость образования окалины особенно велика при температурах выше 120 ^оС, так как при этих температурах уже начинается плавление окалины.

Угар металла тем меньше, чем больше скорость нагрева металла. Для уменьшения угара процесс горения газов должен протекать при наименьшем избытке воздуха и с наибольшей полнотой, причём давление в печи должно быть положительным. Так, при сокращении коэффициента избытка воздуха с 1,10…1,15 до 0,90…0,95 угар сокращается на 25…30%. При этом увеличение расхода топлива полностью компенсируется увеличением выхода годного металла, так как стоимость металла, особенно легированного, выше стоимости топлива.

При нагреве легированных сталей, содержащих хром, никель, алюминий, кремний и др., наблюдается уменьшение окалинообразования. Эти легирующие компоненты образуют плотную плёнку оксидов, препятствующую дальнейшему окислению. Жаростойкие и жаропрочные стали, имеющие в своём составе хром, никель, алюминий, кремний и др., почти не окисляются.

Наряду с окислением металла происходит обезуглероживание поверхностного слоя, представляющее собой процесс химического взаимодействия печных газов с углеродом стали, находящимся в твёрдом растворе или в виде карбида железа Fe₃C, в результате чего содержание углерода в поверхностном слое металла уменьшается.

Глубина обезуглероженного слоя зависит от содержания углерода в стали, температуры и продолжительности нагрева. Углеродистые стали с содержанием до 0,30…0,40% С почти не обезуглероживаются, а с содержанием свыше 0,40% С процесс обезуглероживания протекает тем интенсивнее, чем больше содержание углерода. Повышение температуры и продолжительности нагрева также увеличивает глубину обезуглероженного слоя.

Следовательно, с обезуглероживанием приходится считаться при нагреве сталей с повышенным содержанием углерода (инструментальные и шарикоподшипниковые стали). В этом случае обезуглероживание делает сталь не пригодной для изготовления режущего инструмента или шариков вследствие уменьшения твёрдости и снижения других механических свойств. Из-за большой разности температурных коэффициентов линейного расширения обезуглероженных и необезуглероженных слоёв в быстрорежущей стали могут образовываться трещины.

На процесс обезуглероживания влияют те же факторы, что и на окалинообразование.

Температурный режим горячей прокатки характеризуется температурами начала и конца прокатки. За температуру начала прокатки принимают температуру нагрева заготовок.

Основное значение для обработки металлов давлением имеет пластичность металла, которая возрастает по мере повышения температуры нагрева металла.

Для углеродистых сталей максимальную температуру устанавливают в соответствии с линией солидуса по диаграмме железо-углерод, так как наиболее опасное явление при нагреве металла (пережог) связано с началом его оплавления.

Максимальная температура нагрева стали определяется допустимой температурой конца прокатки, которая должна быть несколько выше точки АС₃. При этом необходимо учитывать её влияние на сопротивление деформации и усилие прокатки, а также другие факторы.

При выборе температуры нагрева металла учитывают режимы работы нагревательного устройства. При нагреве заготовок в методических печах с удалением окалины в сухом виде температура нагрева не должна превышать температуры размягчения окалины. При выборе температуры нагрева металла перед прокаткой необходимо также учитывать требуемую температуру конца прокатки, которая в основном определяется теми физико-химическими и механическими свойствами, которые должен иметь металл при его дальнейшем использовании при обработке. Если эти свойства могут быть получены непосредственно после горячей прокатки, т.е. без дальнейшей термической обработки, то температуру конца прокатки выбирают такой, чтобы получить ту или иную структуру, которая определяет его механические свойства. Для доэвтектоидной стали эта температура практически на 50…100 ^оС выше точки АС₃.

На заводах во многих случаях продолжительность и температуру нагрева для той или иной стали устанавливают на основании практических данных.

Стали с примерно одинаковыми химическим составом и сопротивлением деформации, теплопроводностью, пластичностью и склонностью к поверхностному обезуглероживанию объединяют в одну группу, для которой устанавливают одинаковый режим нагрева.

При нагреве исходных материалов необходимо также учитывать теплопроводность стали. Особенно это относится к нагреву высоколегированных сталей, так как они обладают пониженной теплопроводностью.

Следует отметить сравнительно низкую пластичность высокоуглеродистых и легированных сталей при температуре до 500…600 ^оС. посадка слитков и заготовок из таких сталей в печь с высокой температурой или нагрев их со слишком большими скоростями может привести к образованию трещин. Эти трещины образуются в результате возникновения больших внутренних напряжений из-за большого перепада температур между поверхностными и внутренними слоями. Поэтому нагрев слитков и заготовок из стали с малой теплопроводностью и пластичностью следует вести медленно, особенно до 600…650 ^оС, так как при низких температурах больше всего возникает опасность образования трещин.

При температуре нагрева выше 700 ^оС пластичность стали уже достаточно высокая, поэтому все стали можно нагревать с максимально возможной скоростью. Следует отметить, что большая скорость нагрева не только обеспечивает высокую производительность нагревательных устройств, но и предотвращает образование некоторых дефектов. Например, при небольшой скорости нагрева увеличивается окисление и обезуглероживание металла, а нагрев высокоуглеродистых магнитных сталей при небольшой скорости не только способствует обезуглероживанию, но и понижает магнитные свойства. В коррозионностойких сталях аустенитного класса при медленном нагреве интенсивно растут зёрна, что способствует понижению пластичности и появлению трещин.

Важно при нагреве исходного металла до заданной температуры обеспечить равномерный нагрев его по всему сечению. Неравномерный нагрев способствует получению свёртышей при прокатке, образованию внутренних разрывов, увеличению износа прокатных валков и вызывает опасность поломки их. Если металл равномерно нагрет по всему сечению и длине, он значительно легче деформируется.

2. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВНУТРЕННЕГО ТЕПЛОИСПОЛЬЗОВАНИЯ

Согласно классификации огнетехнических установок, использование ВЭР возможно по трём направлениям. Первое предусматривает внутреннее теплоиспользование (замкнутые схемы), при этом ВЭР применяются для процессов, протекающих в основных технологических установках. Второе направление предусматривает внешнее теплоиспользование. Оно реализуется в огнетехнических установках с разомкнутыми схемами. В таких схемах теплота ВЭР идёт внешним потребителям, не связанным с процессами, протекающими в основной технологической установке, являющейся источником ВЭР. Третье направление - использование теплоты ВЭР в комбинированных установках, где ВЭР применяются одновременно для внутренних и внешних целей.

Внутреннее теплоиспользование осуществляется путём регенерации теплоты (энергии) технологических отходов. Регенерация - использование теплоты технологических отходов или материала (дымовые газы, шлаки, кусковой целевой продукт) в теплотехнической установке, где эти отходы (целевой продукт) получаются. Регенерация технологических отходов огнетехнической установки чаще всего заключается в нагреве компонентов рабочей смеси (воздух и исходное топливо) продуктами сгорания технологических зон установки.

Наиболее прост и достаточно часто встречается случай регенерации теплоты продуктов сгорания топлива путём подогрева воздуха-окислителя и топлива (рисунок 2.1). Воздух-окислитель при температуре поступает в регенеративный воздухоподогреватель, где его температура повышается до значения . При этом температура дымовых газов Т_ух.г. снижается до Подогретый воздух-окислитель, топливо при температуре Т_т и технологическое сырьё (материал) Т_м направляются в камеру 1.

Технологически обоснованная температура подогрева дутья обусловлена необходимым теплопритоком в рабочую камеру или её зону, обеспечивающим температурный уровень процесса Т_п.с. При регенеративном (см. рисунок 2.1) подогреве дутья можно записать:

Рисунок 2.1 - Схема регенерации теплоты ВЭР

1 - рабочая камера установки;

2 - регенеративный воздухоподогреватель.

(2.1)

где Q_в.о - теплоприток с воздухом-окислителем, кДж/кг(м³);

Q_м - теплоприток с технологическим сырьём, поступающим на тепловую обработку, кДж/кг(м³).

Общий теплоприток:

(2.2)

а

(2.3)

где - коэффициент расхода воздуха.

Метод оценки экономии теплоты от регенерации технологических отходов огнетехнической установки.

Экономия теплоты за счёт подогрева воздуха-окислителя:

(2.4)

где i_ух.г. - энтальпия дымовых газов на выходе из огнетехнической установки, кДж/м³;

i_в.о. - энтальпия воздуха-окислителя, кДж/м³;

i_м - пирометрическая характеристика топлива, кДж/м³.

(2.5)

Количество сэкономленных в результате регенерации технологических отходов топлива можно представить выражением:

В=ВЭЭ_под (2.6)

где В - расход топлива огнетехнической установкой без внешнего теплоиспользования, кг (м³)/с;

Э - экономия за счёт регенерации технологических отходов, доли ед;

Э_под - топливный эквивалент подогрева.

Топливный эквивалент подогрева Э_под учитывает то обстоятельство, что 1 кДж теплоты, поступившей с подогретым воздухом (топливом), позволяет более чем на 1 кДж снизить затраты исходного топлива, или

Э_под= (2.7)

где i_в.о/i_м - теплота, вносимая в печь с подогретым воздухом-окислителем (относительные значения).

Подставляя формулу (2.4) в выражение (2.7), получаем:

(2.8)

или

(2.9)

Тогда

(2.10)

Видимый расход топлива огнетехнической установкой с регенерацией (без внешнего теплоиспользования):

(2.11)

где - видимый расход брутто топлива на установку, кг/с;

- экономия видимого расхода топлива на установку за счёт регенерации, кг/с.

Наряду с высокой технологической и экономической эффективностью регенеративный подогрев имеет и некоторые ограничения, которые определяются в основном технико-экономическими соображениями. При регенеративном подогреве выше 700…800^оС его эффективность сильно снижается, а капиталовложения увеличиваются. Кроме того, при таких температурах полностью исключается возможность использования наиболее дешёвых металлических теплообменников, и нагрев производится в керамических регенераторах теплоты ВЭР.

Температура подогрева 650…800^оС соответствует коэффициенту регенерации порядка 0,5.

Под коэффициентом регенерации теплоты ВЭР следует понимать отношение к теплоте продуктов сгорания на выходе из рабочей камеры Q_ух.г:

(2.12)

где - действительное количество воздуха, необходимое для сжигания 1 м³ (кг) топлива, м³/м³ (кг):

Высокий подогрев компонентов рабочей смеси экономически выгоден и целесообразен по чисто технологическим соображениям, когда температура процесса близка к температуре дымовых газов в рабочей камере:

3 ТЕПЛОВОЙ КОНСТРУКТОРСКИЙ РАСЧЕТ НАГРЕВАТЕЛЬНОЙ ПЕЧИ

3.1 Исходные данные для расчёта

операция тепловой обработки - нагрев перед прокаткой;

производительность, т/ч - 120;

сорт топлива - природный газ, 35МДж/м³;

величина угара металла, % - 1.8;

размеры садки - 110х110х6500;

размеры поддонов и насыпи - нет;

сорт стали -Ст 35;

температура посада, ^оС - 20;

температура на выходе из печи (дыма), ^оС -920;

температура подогрева воздуха-окислителя, ^оС - 295;

тип рекуператора - металлический петлевой;

тип горелочных устройств - ПП.

3.2 Разработка температурного графика

Устанавливаем число температурных зон равное трём. Полагая для всех зон рабочего пространства коэффициент теплоотдачи к блюмам равным 250 Вт/(м²К), находим критерий Вi.

Нагрев считаем в 1-ой и 2-ой зоне симметричным, в 3-ей - несимметричной: х₁=х₂=0,11/2=0,055м и х₃=0,11м,принимая

=30 Вт/(мК),

записываем:

Bi= ; (3.1)

где - коэффициент теплоотдачи;

- геометрический размер;

- коэффициент теплопроводности.

Для зоны 1 и 2:

В_i==0,460,5.

Для зоны 3 :

В_i== ,092.

Как видим В_iB_кр,следовательно, садка является массивной. Таким образом, предположение о трёхзонном температурном графике полностью подтверждается, что даёт основание использовать его в дальнейших расчётах.

Для построения графика использована температура операций t_оп, которая для ст.35 и прокатки равняется 1280 ^оС.

Температуру t^п_м1 задаётся в первом приближении t^п_м1 = 910 ^оС; температуру t^п_м3 определяем расчётным путём:

t^п_м3 = t^ц_м3 + 5,5х2=1180=5,5х2=1191 ^оС.

Вычисляем время возникновения максимальных температурных напряжений:

= 0,25; (3.2)

где а - коэффициент теплопроводности.

=0,25=0,1 ч.

Приняв температурный график (рисунок 3.1), можно с определённой достоверностью записать значение температуры металла и продуктов сгорания, что позволит выполнить расчёт теплообмена во всех температурных зонах рабочего пространства.

Принимаем температуру садки:t^п(ц)_мо =20^оС (исходные данные); t^п_м1=910 С (выбрана условно); t^ц_м1 определяем расчётным путём; t^п_м2=1180 ^оС; t^ц_м2 находим при расчёте времени нагрева t^п_м3=1191 ^оС; t^ц_м3=1180 ^оС.

Определяем температуру газов:

t_ух.г.=t_о=920 ^оС (исходные данные); t_г1=1350 ^оC, t_г2=1350 ^оC, t_г3=1250 ^оC.

= ==1135 ^оC; (3.3)

=1350 ^оC; =1250 ^оC.



Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.1 - температурный график

3.3 Расчёт топлива и определение действительной температуры печи

Расчёт продуктов сгорания топлива.

Вид топлива задан. Для природного газа с теплотой сгорания

35 МДж/м³ запишем в %.

СН₄=92,3; С_mН_n=1,9; N₂=5,6; Н₂О=0,8.

Для горелок типа ПП коэффициент расхода воздуха принимаем равным 1,05.

Для природного газа (Q^р_н=35 МДж/м³ и =1,05) выбираем в % (рис. 1.6) [3].

Н₂О=17,2

О₂=2

СО₂=8,8

Содержание азота в продуктах сгорания:

N₂=100-(СО₂+Н₂О+О₂)=100-28=72%. (3.4)

Суммарный объём продуктов сгорания:

V_i=11.18 м³/м³ рис.1.6 [3] .

Имеем:

Тогда объём азота

;

.

Определение действительной температуры в зонах рабочего пространства печи.

В каждую зону рабочего пространства печи подводится топливо. В зонах развивается температура, при которой происходит теплообмен между нагреваемой садкой, продуктами сгорания топлива и футеровкой рабочей камеры.

Согласно температурному графику (рис.4.1) имеем:t_ух.г=920 ^оС; t_г1=1350 оC; t_г2=1250 ^oC; t_г3=1250 ^ОС.

Наиболее высокая температура газов должна установится между сечениями 1-1 и 2-2 (зона 2). Расчёт температуры газов будем выполнять только для зоны2. Обращаясь к рис.4.1, видим, что температура продуктов сгорания несколько выше температуры поверхности нагреваемой садки:

(3.5)

Здесь - температура продуктов сгорания в -й зоне; - температура поверхности садки в -й зоне; - превышение температуры продуктов сгорания газа над температурой (под действием совершается направленный теплообмен к садке).

Значение теоретической температуры определяем по рис.1.6.[3]

т_теор=1930 ^оС

Действительная расчётная температура в зоне 2:

, (3.6)

где - пирометрический коэффициент рабочей зоны, учитывающий её тепловое несовершенство.

=0,7 [3] стр.23.

Тогда

0,7 1930 = 1351 ^оС.

Сравнивая значения и , при построении температурного графика видим, что .

Так как температура наиболее высокая, делаем вывод, что в рабочих условиях температурный график (рис.4.1) во всех зонах будет полностью реализован.

Для дальнейшего расчёта принимаем значения температур дыма по температурному графику. Коррекции температурного графика по не требуется.

3.4 Определение времени нагрева

Расчёт интенсивности внешнего теплообмена в зонах рабочего пространства.

Записываем значения температур (в ^оС):_.=920;=1250 ;=1250; = 1250 ; =20 ;=910 ; = 1180 ; =1191.

Определяем средний температурный напор между продуктами сгорания топлива и поверхностью садки (в ^оС):

;

;

;

Подводим классификацию теплообмена. Теплообмен совершается одновременно тепловым излучением и конвекцией. Лучистый теплообмен по величине преобладает над конвективным. Конвективная составляющая достигает 5….15% лучистой, причём по зонам величина её - 5,10 и 15% для зон соответственно 3, 2 и 1. Лучистая часть теплоотдачи в таких печах полностью определяет теплообмен в рабочем пространстве.

Теплообмен совершается в системе серых тел «садка - футеровка - газы». При этом результирующими являются потоки теплоты (в каждой зоне) q_r-c и q_ф-с (q_r-c и q_ф-с - лучистый поток от продуктов сгорания и от футеровки к садке соответственно). Общий поток к поверхности садки:

q=q_r-c + q_ф-с. (3.7)

Садка уложена с зазором (печь с шагающими балками), рассматривается как пластина или цилиндр диаметромd_э (рис.4.2.).

(3.8)

Рассчитываем лучистый теплообмен по формуле для посада с зазором

; (3.9)

где С_о - коэффициент излучения абсолютного чёрного тела:

С_о=5,77 Вт/(м²К⁴);

, - степень черноты соответственно газов и металла;

- поправочный коэффициент на парциальное давление водяных паров.



Рисунок 3.2 - Схема посада заготовок в рабочем пространстве печи

; (3.10)

где - угловой коэффициент.

; (3.11)

где - относительный зазор (рисунок 4.2).

(3.12)

; (3.13)

где - степень развития кладки i - зоны.

Определяем степень развития кладки зон рабочего пространства.

Для зоны 1 степень развития кладки

(3.14)

где F_кл1, F_м1 - площади поверхностей соответственно излучающей кладки и лучевоспринимающей поверхности металла зоны 1.

Для зоны 2

С учётом зазора между садкой площадь излучающей кладки

; (3.15)

где F_заз- площадь излучающего пода, не занятая садкой.

(3.16)

Находим

h₂₌h₃=1690 мм; F_м2=F_м1=11,69 м².

.

Для зоны 3

; ; .

Определяем излучающий объём зон рабочего пространства:

(3.17)

Рассчитываем площади поверхностей, ограничивающих излучающий объём.

; (3.18)

где - площади поверхностей соответственно излучающей кладки и лучевоспринимающей поверхности металла зоны 1.

Обращаясь к рис.4.1 и исходным данным, записываем:

F_кл1=F_ст1+F_св1; F_ст1=2(h₁L₁); F_ст1=2х1,23х L_1; F_св1=b₁L₁=7.424L_1.

Здесь h₁ - средняя высота зоны 1: h₁=1.23м;

b₁ - ширина зоны 1: b₁ = 7,424м;

L₁ - длина зоны 1, принимаем L₁=1м.

Тогда

F_кл1=2х1,23+7,424х1=9,884 м².

Площадь поверхности металла

F_м1=f_м1z₁; (3.19)

где f_м1 - площадь лучевоспринимающей поверхности одной заготовки (блюма);

z₁ - число заготовок в зоне 1.

Имеем: f_м1=х₂L + 2х₁L (3.20)

f_м1=0,11х6,5 + 2х0,11х6,5=2,145 м²

L - длина заготовки (из условия).

Рассчитываем число заготовок:

Здесь h - шаг укладки заготовки: h=0,2 м (рисунок 3.2)

Определяем:

F_м1=2,145х5,45=11,69 м²

Площадь излучающей кладки с учётом неполного посада (рисунок 3.2)



Рассчитываем площади поверхностей, ограничивающих излучающий объём:

(3.21)

Находим эффективную длину луча:

(3.22)

Для зон 1…3 имеем соответственно:

м

Рассчитываем парциальные давления излучающих газов СО₂ и Н₂О (в Па):

(3.23)

(3.24)

Имеем

Находим Для зон 1…3 имеем соответственно (в Па м):

При температурах ; ; , используя рис.4.6…4.9 [3], определяем значения ,.

Рассчитываем :

(3.25)

Получаем:

Для зон 1…3:

(3.26)

Тогда:

Выполняем подстановку в числовых значениях, получаем в (Вт/(м²К⁴):

Окончательно имеем в (Вт/м²к):

(3.27)

Расчёт времени пребывания садки в рабочем пространстве.

Расчёт выполняется для каждой зоны отдельно.

В зоне 1

; (3.28)

где

; (3.29)

Выполняем подстановку числовых значений:

Рассчитываем

(3.30)

Здесь - характерный размер садки в зоне 1;

- коэффициент теплопроводности садки табл.4.1. [3]

= 28,6 Вт/мК.

Расчёт времени выполняем как для цилиндра диаметром d_э1:

(3.31)

Тогда для симметричного нагрева:

;

В соответствии с рис.6.6…6.9[1], используя значения =0,27 и , для поверхности цилиндра (d_э1=0,11 м) находим: F_o=2.9.

Из табл.4.1 [3] выбираем .

Имеем

 (3.32)

Для В_i1=0.27 и F_o1=2,9 находим .

Подставляем числовые значения:

; тогда .

Для 2-ой зоны.

Рассчитываем безразмерные температуры . Записываем:

.

Подставляем числовые значения:

Находим :



По рис. 6.6…6.9 [1] используя ,, для поверхности цилиндра находим:

.

Имеем:

Используя значения и , находим: .

Записываем

В зоне 3

Рассчитываем безразмерные температуры и . Записываем (рис.4.1)

;

Выполняем подстановку числовых значений:

Находим значение Вi для зоны 3:

Используя и , для поверхности цилиндра находим F_о3=0,09. Записываем

Определяем время основного нагрева:

 (3.33)

Время выдержки садки в зоне 3 :. Общее время нагрева:

(3.34)

3.5 Определение размеров зон печи

Записываем уравнение баланса по садке:

, (3.35)

где Р - производительность зоны печи Р=120 х 10³ кг/ч;

- плотность садки при среднем значении температуры металла в зоне:

- объём одной заготовки; =0,11х0,11х6,5=0,0787 м³;

-число заготовок в i-ой зоне.

Для зоны 1.

120х10³х0,29=7735х0,0787(((L₁-0.11)/0.2)+1); L₁=11.4 м;

Для зоны 2.

120х10³х0,083=7523х0,0787(((L₂-0.11)/0.2)+1); L₂ = 3.3м;

Для зоны 3.

120х10³х0,05=7390х0,0787(((L₃-0.11)/0.2)+1); L₃=2,0м.

Общая длина рабочего пространства печи

L=11.4 + 3.3 + 2.0 =16.7 м.

3.6 Составление теплового баланса и определение расхода топлива

Тепловой баланс служит для определения расхода топлива (теплопритоков с органическим топливом) в каждой зоне и разработки способов снижения расходных статей. Тепловой баланс составляют для каждой зоны рабочего пространства.

Для зон 1…3 записываем тепловые балансы

(3.36)

(3.37)

(3.38)

При балансе зоны 1 и 3 отсутствует составляющая Q_экз, так как в этой зоне нет угара и образования окалины.

Для зоны 2 отсутствуют расходные составляющие Q_изл и Q_д.г. , а для зоны 3 - Q_д.г.

Выполняем тепловой баланс для зоны 1. Вначале рассчитываем приходные статьи. Определяем :

(3.39)

Находим:

(3.40)

(3.41)

,

где табл.9.6 [3]

V=9,715 м³/м³ рис.1.6. [3]

где табл. 9.5 [3].

Рассчитываем расходные статьи уравнения баланса теплоты для зоны1. Определяем Q_о.к.1:

, (3.42)

где - теплопотери через боковые стенки; - через свод зоны 1; -через торец загрузки печи; - через под зоны 1.

Записываем выражение для определения :

. (3.43)

Находим поток теплоты через боковые стенки кладки печи зоны 1:

(3.44)

Здесь t_кл1-температура поверхности футеровочного слоя.

Выбираем значения и при температуре 500 ^оС (первое приближение). Для футеровочного слоя рис.5.7 [2] =0,3 Вт/(мК), для теплоизоляционного слоя =1,05 Вт/(мК).

Температуру Т_кл1 на горячей стороне футеровочного слоя рассчитываем по формуле:

(3.45)

После подстановки числовых значений имеем . Температуру t_oc принимаем равной 20 ^оС .

Рассчитываем рис. 4.23 [3]

В этом выражении коэффициент теплоотдачи от холодной поверхности теплоизоляционного слоя к окружающему воздуху =16 Вт/(м²к).

Записываем формулу для слоёв =0,23 м и =0,46 м рис.4.23 [3].

;

После подстановки числовых значений имеем:

Получаем:

Рассчитываем среднюю температуру слоёв:

Используя значения и , в соответствии с рис.5.7 [2], выбираем :

; .

Подставляем эти данные для расчёта в формулу :



Общая площадь поверхности стем:

Рассчитываем:

Находим , обращаясь к чертежам, записываем:

Тогда

Находим :



Тогда

Определяем используя чертежи. Записываем

Для торца загрузки печи использованы те же материалы, что и для стен, следовательно .

.

Рассчитываем Q_ок1:

Определяем Q_о.к2:

Записываем

; кДж/ч

Рассчитываем поток теплоты через боковые стенки кладки печи:

(3.46)

Здесь t_кл2 - температура поверхности футеровочного слоя; толщина и материал слоёв для стен во всех зонах одинаковые.

Выбираем значения и при температуре 600 ^оС (первое приближение). Получаем рис.5.7 [2]:

; .

Определяем температуру поверхности футеровки:

t_кл2=1253 ^оС.

Вычисляем поток теплоты :

Записываем выражение для слоёв стен зоны 2:

); .

После подстановки имеем:

Получаем t₁=523 ^оС. Имеем

; t₂=83 ^оС.

Рассчитываем среднюю температуру слоёв:

; .

Используя значения и , в соответствии с рис.5.7 [2] определяем и :

; ).

Находим :

Вычисляем F^ст:

Общая площадь поверхности стен зоны 2:

Находим:

Определяем:

Площадь свода

;

где L₂=3,3 м. Тогда

.

Находим

Определяем:

Находим:

Получаем

Рассчитываем теплопотери Q_о.к3:

(3.47)

Здесь - потери теплоты через стенку торца выгрузки.

Температуры слоёв и материалы футеровки и тепловой изоляции для зон 2 и 3 практически одинаковы. Следовательно, потоки теплоты через стенки, свод и под будут также достаточно близки по величине. Что касается , то они составляют 10% суммы потерь . Иными словами Q_о.к2 и Q_о.к3 будут различаться лишь по площади, ограждающей конструкции этих зон.

Имеем :



Вычисляем площадь наружной поверхности стен зон 3:

Имеем:

Определяем . Площадь свода F_св=2,0х(7,424+1,38)=17,6м².

Поток теплоты:

Получаем:

, (3.48)

где ; .

Получаем:

Определяем Q_о.к3:

Окончательно имеем:

; ; .

Рассчитываем :

(3.49)

или

. (3.50)

В этом выражении =0,0042 ч(время открытия окна загрузки); С_n1=3,172 (см. расчёт лучистого теплообмена в зоне 1); Т_ух.г=920+273=1193 К; Т_о.с=293 К.

Рассчитываем значение F₁ (по чертежу):

F₁=0,36х7,424=2,67м².

Коэффициент диафрагмирования рис.4.2 [2]. .

Подставляем в выражение для Q_изл1:

Рассчитываем Q_д.г.1:

(3.51)

Объём газов, проходящих через окно посада:

,

где - теплоёмкость продуктов сгорания (кДж/(м³К)).

Записываем:

Определяем количество теплоты, израсходованное на нагрев садки в зоне 1:

. (3.52)

Массовая изобарная теплоёмкость при средней температуре металла в зоне =889 ^оС составляет 0,697 кДж/(кг^оС).

Табл.4.5 [3].

Рассчитываем среднюю температуру садки в контрольном сечении 1-1:

После подстановки получаем:



Выполняем подстановку приходных и расходных статей в уравнение баланса теплоты для зоны 1:

,

откуда В₁=3370 м³/ч.

Составляем тепловой баланс для зоны 2. Рассчитываем :

Определяем энтальпию газов , уходящих в зону 1 рабочего пространства:

После подстановки числовых значений получаем:

.

Определяем Q_экз2:

, (3.53)

где - относительный угар стали: =0,018;

= 5650 кДж/ч - тепловыделение при окислении единицы массы стали:

Рассчитываем значение :

Записываем

=1125 ^оС; .

После подстановки имеем:

Для зоны 2:

Откуда В₂=516 м³/ч.

Выполняем расчёт теплового баланса для зоны 3. Рассчитываем коэффициент использования топлива :

.

Определяем энтальпию газов , в зону 2 рабочего пространства:

После подстановки имеем:

Определяем :

Выполняем подстановку:

Рассчитываем Q_изл3:

Здесь=0,01ч; =0,52; =2,86; Т_ух.г=1523к; Т_о.с=293к.

После подстановки числовых значений имеем:

Выполняем подстановку в уравнение баланса теплоты для зоны 3:

Откуда В₃=274 м³/ч.

Суммарный расход топлива на печь:

(3.54)

Удельный расход топлива на 1 кг садки:

(3.55)

.

Удельный расход теплоты на 1 кг садки:

(3.56)

Достаточно низкий расход теплоты на 1 кг садки объясняется высоким подогревом воздуха-окислителя (до 295^оС).

4. РАСЧЕТ РЕКУПЕРАТОРА

Для природного газа с теплотой сгорания =35 МДж/м³ имеем:

.

.

Определяем общий расход воздуха, поступающего в рекуператор:

(4.1)

Здесь n=0 табл.9.8[3]- объём воздуха, перетекающего в

продукты сгорания, в долях от воздуха-окислителя .

Расход продуктов сгорания, поступающих в рекуператор:

.

Обращаясь к табл.9.7[3], в первом приближении принимаем

Предварительно принимаем диаметр труб подогревателя равным 100/94 мм с продольным и поперечным шагом в коридорном пучке 200 мм.

Рассчитываем водяные эквиваленты теплоносителей:

(4.2)

(4.3)

Теплоноситель дымовых газов

Теплоноситель воздуха . табл.9.5. [3].

.

Определяем температуру продуктов сгорания на выходе из трубчатого подогревателя:

, (4.4)

где - коэффициент удержания теплоты :

Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к наружной поверхности трубки рекуператора:. Лучистая составляющая определяется в соответствии с выражением (9.12) и (9.13) [3]. Находим _д.г.

Эффективная длина луча в коридорном пучке l=3.5d=3.5х0,1=0,35 м.

Поправка на коэффициент расхода воздуха () а=0,89 рис.9.25[3]. Тогда эффективные длины луча

Определяем парциальные давления :



.

Произведения запишутся следующим образом:

.

Для средней температуры дымовых газов (920+695)/2=807,5^оС. Определяем

(рис.4.6; 4.8; 4.9 [3]).

Степень черноты продуктов сгорания в области рекуператора:

Находим среднюю температуру стенки трубки рекуператора:

.

Имеем .

Коэффициент лучеиспускания (приведенное значение):

.

Подставляем числовые значения в формулу:

Оцениваем режим продуктов сгорания в рекуператоре:

Используя =132х10^-6м²/с (при ).

Определяем

.

т.е. режим переходный.

Коэффициенты определяем в соответствии с рис.9.19 [3].

- коэффициент теплоотдачи;

- поправка на число рядов труб по ходу газов.

, (при z=10).

Коэффициент теплоотдачи:

Рассчитываем теплоотдачу к подогреваемому воздуху. Полагая, что скорости воздуха в трубе рекуператора 15м/с:

.

Режим турбулентный. По рис. 9.16 [3] для турбулентного режима находим:

=40Вт/(м²К); = 1,13; =0,76; =1,0 (при L/d_э40).

Коэффициент теплоносителя

Безразмерная температура

Подсчитываем величину

В соответствии с рис.9.12 [3].

Площадь поверхности теплообмена:

Площадь сечения борова (5х3)м² позволяет разместить тепловой рекуператор с длинной трубки 5 м.

Площадь поверхности теплообмена одной трубки:

(4.5)

Общее число трубок, составляющих поверхность теплообмена рекуператора

n=272.3/1.57=173.4.

Принимаем n=175. По ширине борова можно разместить n₂=3/0.2=15 трубок (поперёк хода газов S₂=200 мм). Число рядов по ходу газов n₁=173,4/15=11,56. Принимаем n₁=12. Итак n=n₁хn₂=15х12=180,

Площадь живого сечения

Площадь живого сечения рекуператора для прохода воздуха:

Находим средние секундные расходы теплоносителей при температурах:

Фактические значения скоростей теплоносителей при компоновке в коридорный пучок n₁n₂=180 трубки продуктов сгорания:

5. РАСЧЕТ ГАЗОСНАБЖЕНИЯ

Из расчетной схемы (лист 5) видно, что расход газа убывает в направлении от первого к последнему рассматриваемому участку. Соответственно этому, диаметр участков должен либо уменьшаться (при сохранении задаваемой скорости газа) или оставаться неизменным. Во втором случае будет наблюдаться уменьшение скорости газа по его ходу к последнему расчетному участку.

Расчет участков газопровода после ГРП сводиться к подбору их диаметров с тем, чтобы при этом наиболее полно выполнялись условия:

значение всех участков после ГРП не должно превышать 0,5h_к;

общий перепад давления должен, по возможности, равномерно распределяться между отдельными участками межцехового газопровода и

диаметры смежных участков нужно уменьшать в направлении от ГРП (без значительных скачков).

Принимаем скорость газа = 10 м/с

Для более наглядного расчета составим таблицу, в которую внесём все расчетные величины:

, нм³/ч - расчетный расход газа;

, м - принятый диаметр;

- коэффициент местных сопротивлений;

- сумма коэффициентов потерь;

, м - условная длина;

, м - условное увеличение длины участка вследствие наличия местных сопротивлений;

, - фактическая длина;

, м - приведенная длинна;

, Па/м - потери давления, где с=0,83 для газа Дашава;

, Па - потеря напора на участке;

Для сварных отводов при повороте на 90є значения коэффициента местного сопротивления в зависимости от величины диаметра:

Dyi	100	125	150	200	250-300	350-400
оп	0,43	0,46	0,47	0,49	0,51	0,53

Для задвижек со степенью открытия 3/4 значения коэффициента местного сопротивления в зависимости от величины диаметра:

100	150	200	>300
0.55	0.5	0.46	0.42

Для конденсатоотводчиков о_к= (о_п + о_з)/2;

D_yi= (5.1)

Полученные значения свели в таблицу 5.1.

D_y1= м;

D_y2= м;

D_y3= м;

D_y4= м;

D_y5= м;

D_y6= м;

, (5.2)

где Re_i=, К_э=0,01, н=15·10^-6;

Re₁=;

Re₂=;

Re₃=;

Re₄=;

Re₅=;

Re₆=;

;

;

;

;

;

;

(5.3)

(5.4)

; ;

; ;

; ;

; ;

; ;

(5.5)

;

;

;

;

;

;

Таблица 5.1

Вид местных сопротивлений	lэкв, м	Lэкв, м	LФ, м	Lпр, м	h, Па/м	?p, Па
задв	11,8	5,43	11	16,43	3,64	59,8
пов/задв	8,3	12	8	20	3,98	79,6
задв	20	8,4	16	24,4	2,65	64, 6
пов/задв	11,8	17	8	25	7,54	188,5
пов/задв	1	2,39	23	25,39	35,3	896,2
пов/задв	8,3	16,1	22	38,1	16,1	613,4
Nє участка	расход газа Vi,нм3/ч	Диаметр Dy, мм	Расчёт местных сопротивлений
			Количество	значение ж	?ж на участке
1(Зона 1)	1150	200	1	0,46	0,46
2(Зона 1)	570	150	2/1	0,94/0,5	1,44
3(Зона 2)	2300	300	1	0,42	0,42
4(Зона 2)	760	200	2/1	0,98/0,46	1,44
5(Зона 3)	1823	100	3/2	1,29/1,1	2,39
6(Зона 4)	364	150	2/2	0,94/1	1,94

Правильность расчёта газопровода низкого давления проверяется при выполнении соотношения:

??р ? 0,5· h_к , 59,8+79,6+64,6+188,5+896,2+613,4? 0,5·4000, т.е. 1902,1 ? 2000;

Таким образом можно сделать вывод, что расчёт выполнен верно.

6. ЭКОНОМИКА

6.1 Основные технико-экономические показатели

Производительность по садке:

(6.1)

Марка стали:С_т35.

Расход топлива на печь и на каждую зону рабочего пространства:

Удельный расход топлива на 1 кг стали:

(6.2)

Удельный расход теплоты:

; (6.3)

где

.

Коэффициент использования топлива (п.5.7):

Общий коэффициент полезного использования теплоты:

(6.4)

.

Напряжение активного пода:

(6.5)

Экономия топлива в результате регенерации продуктов сгорания:

(6.6)

Удельный расход условного топлива (м³/кг):

; (6.7)

где 29,3 - теплотворная способность условного топлива:

Снижение видимого расхода топлива:

; (6.8)

где -топливный эквивалент подогрева.

(6.9)

или

кг у.т./год - экономия топлива за счет регенерации продуктов сгорания.

6.2 Определение потребности в энергоресурсах

Годовой расход натурального топлива переведем в условное топливо

кг у.т./ч=19•10⁶ кг у.т./год

Потребность цеха в электроэнергии.

Удельный расход электроэнергии

, кВт•ч/т,

где P - электрическая мощность электродвигателей, установленных в цехе, кВт;

G - производительность, т/ч,

;

Расход электроэнергии

.

Определение потребности в тепловой энергии для целей отопления, вентиляции и горячего водоснабжения.

Расчет тепла на отопление

, (6.10)

где x₀ - отопительная характеристика здания; x₀=0,281Вт/(м³•К);

t_вi - внутренняя температура в здании, ⁰С;

t_н^з - наружная температура зимой, ⁰С; t_н^з=-20⁰С;

h₀ - число часов использования отопительной нагрузки; h₀=5500ч;

.

Расход тепла на вентиляцию

, (6.11)

где x_в - вентиляционная характеристика здания; x_в=0,42Вт/(м³•К);

h_в - число часов использования вентиляционной нагрузки; h_в=5500ч;

.

Расчет тепла на горячее водоснабжение

, (6.12)

где G_гв - расход воды на горячее водоснабжение, кг;

С - теплоемкость воды, кДж/(кг•К);

t_г - температура горячей воды, подаваемой в систему горячего водоснабжения, ⁰С; t_г=60⁰С;

t_х - температура холодной воды (водопроводной), ⁰С; t_х=15⁰С;

N_раб - число рабочих дней в году; N_раб=334;

G_гв=ma, кг/год;

где m - количество рабочих, пользующихся душем;

m=H_р•0,8;

H_р=40 - количество человек, работающих в цехе;

a - норма расхода воды на душ; a=60кг/чел/см;

G_гв=40•0,8•60•3=5760кг/сут;

Q_гв=5760•4,19(60-15)334=363•10⁶кДж/год.

Годовой расход по цеху

Q_год=Q_гв+Q₀+Q_в=0,363·10⁹+0,37•10⁹+3,1•10⁹=3,8•10⁹ кДж/год.

6.3 Сводный топливно-энергетический баланс

Топливно-энергетический баланс устанавливает требуемые соотношения в производстве различных видов энергоносителей. Расходная часть баланса, которая представлена в таблице 6.1, содержит комплексную характеристику структуры потребления всех видов энергии.

Таблица 6.1 Расходная часть топливно-энергетического баланса

Ресурсы	Ед. изм.	Годовой расход	Переводной коэффициент	Условный расход ресурса, кг у.т	Расход ресурса, %
Топливо	т у.т.	19000	1	19000	3,27
Тепловая энергия	ГДж	3800	45кг у.т./ГДж	171•103	29
Электро-энергия	кВт•ч	1170•103	0,34кг у.т./кВт•ч	397,8•103	67,7
Вода	м3	2404	0,06834кг у.т./м3	164	0,03
Итого	0,588•106 кг у.т.

6.4 Определение энергетической составляющей себестоимости продукции

Годовые затраты на топливо:

S_т=В_годЦ_т (6.13)

где Ц_т - цена топлива, Ц_т=126 руб/м³;

В_год - расход топлива на печь.

В_год=Вh,

где h - количество часов работы в год, h=5000 ч.

В_год=4161,6х5000=20,81х10⁶ м³/год

S_т1=20,81х10⁶х126=2,6х10⁹руб/год=1,24х10⁶у.е./год

С учетом регенерации:

S_т2=15,7х10⁶х126=1,98х10⁹руб/год=0,94х10⁶у.е./год

Расходы на электроэнергию определяются по двухставочному тарифу:

,

где - заявленная мощность в часы максимума нагрузки энергосистемы, кВт;

=5,3 у.е./кВт - плата за 1 кВт заявленной мощности;

=0,05 у.е./кВт•ч - плата за 1 кВт•ч расходуемой мощности.

,

где: - число часов использования максимума нагрузки.

=0,75 - коэффициент спроса.

.

;

Годовые затраты на охлаждающую воду:

S_вод=WhЦ_вод (6.14)

где W - расход воды, W=20х120=2400 м³/ч;

Ц_вод - цена воды, Ц_вод=60,38 руб/м³.

S_вод=2400х5000х60,38=7,24х10⁸руб/год=3,4х10⁵у.е./год

Годовые затраты на сжатый воздух:

S_сж.в.=LhЦ_сж.в (6.15)

где L - расход воздуха, L=1,5х120=180м³/ч;

Ц_сж.в - цена сжатого воздуха; Ц_сж.в.=15,3руб/м³.

S_сж.в=180х5000х15,3=13,7х10⁶руб/год=6,5х10³у.е./год

Капитальные затраты на сооружение печи:

К=Р_год (6.16)

где - удельные капитальные вложения на 1т металла,

=1,7 у.е/т=3570 руб/т.

Р_год - годовая производительность печи, Р_год=120х5000=600000 т.

К=3570х600000=2,1х10⁹руб.

Амортизационные отчисления :

S_ам=К (6.17)

где =0,1 - норма амортизации.

S_ам=2,1х10⁹х0,1=2,1х10⁸руб/год=1х10⁵у.е./год

Затраты на текущий ремонт:

S_тр=0,2S_ам (6.18)

S_тр=0,2х2,1х10⁸=4,2х10⁷руб/год=2х10⁴у.е./год

Зарплата обслуживающего персонала:

S_зп=nФ_зп (6.19)

где n- количество работающих;

Ф_зп - фонд заработной платы.

S_зп=40х600000х12=288х10⁶руб/год

=0,137х10⁶у.е./год

Прочие издержки:

S_пр=0,3(S_ам+S_тр+S_зп) (6.20)

S_пр=0,3(2,1х10⁸+4,2х10⁷+288х10⁶)=1,62х10⁸руб=7,71х10⁴у.е./год

Себестоимость нагрева 1 т стали:

(6.21)

где - годовые затраты;

Р_год - годовая производительность печи.

=1,84х10⁶/600000=3,1у.е./т.

Экономия топлива в год за счёт внедрения рекуператора подогрева воздуха:

В_ут=1022х5000=5112000 м³/год5000тут/год. (6.22)

Капитальные вложения в строительство рекуператора:

К_вэр=_вэрВ (6.23)

где _вэр=40 у.е./т - удельные капиталовложения в использовании ВЭР.

К_вэр=40х5000=200000уе=42х10⁷руб.

Срок окупаемости рекуператора:

Т_ок= (6.24)

где П_вэр - прибыль от внедрения ВЭР.

П_вэр=ВЦ_ут

где Ц_ут=65уе - цена 1 т у т.

П_вэр=5000х65=325000у.е.=682,5х10⁶руб.

Т_ок=год.

Чистая текущая стоимость:

NPV= (6.25)

где CF - денежные потоки за счёт установки рекуператора.

СF=П=325000у.е.

r=0,1- внутренняя норма дисконтирования.

NPV=

Таблица 6.2 Основные технико-экономические показатели работы энергохозяйства предприятия

№ п/п	Наименование	Обозначение	Вариант
			С учетом регенера-ции	Без учета регенера-ции
1	2	3	4	5
1	Годовое потребление электроэнергии, кВтч/год	Э	1170•103	1170•103
2	Годовой расход топлива, т у.т./год	В	19000	23800
3	Годовой расход тепла на отопление, кДж/год	Qо	3,1•109	3,1•109
4	Годовой расход тепла на вентиляцию, кДж/год	Qв	0,37•109	0,37•109
5	Годовой расход тепла на горячее водоснабжение, кДж/год	Qгв	0,363•109	0,363•109
6	Суммарный годовой расход тепла по цеху, кДж/год	Qгод	3,8•109	3,8•109
7	Годовой расход воды, м3/год	Gг.в.	2404	2404
8	Общая численность персонала, обслуживающего цех, чел.	n	40	40
9	Энергетическая составляющая затрат на производство и реализацию продукции, у.е./год	S	1,84•106	2,1•106
10	Удельный расход топлива на 1кг стали, м3/кг	b	0,037	0,06
11	Удельный расход теплоты на 1кг стали, кДж/кг	q	1330	2129

6.5 Расчет сетевого графика капитального ремонта установки

Для составления сетевого графика на проведение капитального ремонта оборудования дана дефектная ведомость (таблица 6.3). По данным дефектной ведомости строится сетевой график ремонта.

Таблица 6.3 Дефектная ведомость по проведению кап. ремонта оборудования

№	Наименование работы	Трудо-затраты, (чел.час)	Количес-тво человек	Разряд работ
1-2	Вскрытие люков, анализ на загазованность, осмотр	2	2	IV,V
1-3	Ремонт камер рекуператоров, регенераторов и боровов нагревательных колодцев	4	2	IV,V
2-4	Ремонт крышек колодцев	2	7	IV,IV,IV, IV,V,V,V
3-8	Ремонт элеваторов, рольгангов, конвейеров	3	5	IV,IV,IV,V,V
4-5	Ремонт и регулировка горелок	8	4	III,IV,V,V
4-6	Проверка состояния дымовых труб, а также площадок и лестниц к ним	18	6	IV,IV,IV,V,V,V
5-10	Проверка состояния дымососов	12	3	III,IV,V
6-7	Осмотр и ремонт скатов напольно-крышечных кранов	4	4	IV,IV,V,V
7-11	Ремонт системы загрузки и выгрузки материала	24	2	IV,V
8-9	Испытание изоляции	2	2	IV,V
8-14	Ремонт слитковоза	10	4	III,IV,V,V
9-13	Демонтаж капельной смазки	4	4	III,IV,V,V
10-12	Разборка электродвигателей	4	4	IV,V,V,V
11-12	Ревизия и расклиновка	9	3	IV,IV,V
12-13	Ремонт подшипников электродвигателей	6	2	IV,V
13-17	Сборка электродвигателей	8	4	IV,IV,V,V
14-15	Подключение и апробирование электродвигателей	1	1	V
15-16	Уборка приспособлений апробирование	3	3	IV,IV,V
16-17	Сдача в эксплуатацию	1	5	IV,IV,IV,V,V

Таблица 6.4 Таблица расчета сетевого графика

Код работы	Продол-житель-ность
1-2	2	0	2	0	2	0	0
1-3	4	0	4	50	54	50	0
2-4	2	2	4	2	4	0	0
3-8	3	5	8	54	57	49	0
4-5	8	4	12	35	43	31	0
4-6	18	4	22	4	22	0	0
5-10	12	12	24	43	55	31	0
6-7	4	22	26	22	26	0	0
7-11	24	26	50	26	50	0	0
8-9	2	8	10	59	61	51	0
8-14	10	8	18	57	67	49	0
9-13	4	10	14	61	65	51	0
10-12	4	24	28	55	59	31	31
11-12	9	50	59	50	59	0	0
12-13	6	59	65	59	65	0	0
13-17	8	65	73	65	73	0	0
14-15	1	18	19	67	68	49	0
15-16	3	19	22	68	71	49	0
16-17	1	22	23	72	73	50	50

После проведения расчета сетевой модели необходимо определить фактические трудозатраты и заработную плату ремонтных рабочих.

Расчёт заработной платы ведётся по каждой работе с учётом норм времени и квалификации исполнителей:

(6.26)

где: - норма времени на выполнение i-й работы, час;

- часовая тарифная ставка j-го рабочего соответствующего разряда и профессии, у.е./час;

n - количество рабочих j-го разряда и профессии, чел;

m - количество квалификационных групп для выполнения i-й работы.

Таблица 6.5 Расчет заработной платы

Код работы i-j		n	квалификация	Tj	Заработ-ная плата
1-2	2	2	IV,V	2250,2270	9040
1-3	4	2	IV,V	2250,2270	18080
2-4	2	7	IV,IV,IV,IV, V,V	2250,2250,2250,2250, 2270,2270,2270	27080
3-8	3	5	IV,IV,IV,V,V	2250,2250,2250,2270,2270	33870
4-5	8	4	III,IV,IV,V	2230,2250,2250,2270	72000
4-6	18	6	IV,IV,IV,V, V,V	2250,2250,2250,2270,2270,2270	244080
5-10	12	4	III,IV,V	2230,2250,2270	81000
6-7	4	4	IV,IV,V,V	2250,2250,2270,2270	36160
7-11	24	2	IV,V	2250,2270	108480
8-9	2	2	IV,V	2250,2270	9040
8-14	10	4	III,IV,V,V	2230,2250,2270,2270	90000
9-13	4	4	III,IV,V,V	2230,2250,2270,2270	36000
10-12	4	4	IV,V,V,V	2250,2270,2270,2270	36240
11-12	9	3	IV,IV,V	2250,2250,2270	60930
12-13	6	2	IV,V	2250,2270	27120
13-17	8	4	IV,IV,V,V	2250,2250,270,2270	72320
14-15	1	1	V	2270	2270
15-16	3	3	IV,IV,V	2250,2250,2270	20310
16-17	1	5	IV,IV,IV,V,V

Подобные документы

• Модернизация выталкивателя заготовок нагревательной печи стана 150 сортопрокатного цеха

  Разработка гидропривода продольного перемещения выталкивателя заготовок. Циклограмма работы оборудования нагревательной печи. Расчет и проектирование токарного проходного резца. Построение кинематической схемы привода. Технология изготовления червяка.
  
  дипломная работа [1,9 M], добавлен 20.03.2017
  

• Конструкция печного выталкивателя стана 2850 ОАО "АМЗ"

  Обзор станов горячей прокатки листа. Анализ известных конструкций механизмов перемещения заготовок в нагревательной печи. Устройство для выталкивания заготовки из нагревательной печи стана 2850. Определение максимальной мощности привода выталкивателя.
  
  курсовая работа [945,4 K], добавлен 26.10.2014
  

• Проведение пусконаладочных работ нагревательной печи стана "300"

  Характеристика технологического процесса нагрева заготовок в печи стана "300" с системой газового отопления. Подготовка временных контрольно-измерительных приборов и устройств. Условия эксплуатации печи в период проведения пусконаладочных работ.
  
  курсовая работа [287,4 K], добавлен 29.09.2013
  

• Модернизация выталкивателя заготовок нагревательной печи стана

  Разработка гидропривода перемещения выталкивателя. Расчет и выбор насосной установки. Выбор гидроаппаратуры и трубопроводов. Разработка циклограммы работы оборудования нагревательной печи. Выбор способа изготовления заготовки. Припуск на обработку.
  
  дипломная работа [283,4 K], добавлен 09.12.2016
  

• Модернизация устройства выталкивания заготовок нагревательной печи стана 150 сортопрокатного производства

  Механизм выталкивания заготовок фрикционного типа со штангой квадратного сечения с водным охлаждением. Расчет и проектирование привода главного движения, гидропривода продольного перемещения выталкивателя заготовок. Циклограмма работы нагревательной печи.
  
  дипломная работа [2,2 M], добавлен 20.03.2017
  

• Разработка технологического процесса получения горячекатаного листа

  Анализ технологического процесса и оборудования прокатного стана, анализ технологических схем производства толстого листа, предлагаемая технологическая схема прокатки. Выбор оборудования прокатного стана, разработка технологии прокатки и расчет режимов.
  
  курсовая работа [2,6 M], добавлен 04.05.2010
  

• Тепловые расчеты кольцевой нагревательной печи

  Основные технические параметры карусельной печи. Характеристика горелок и распределение тепловой мощности по зонам печи. Техническая характеристика рекуператора. Расчет теплообмена в рабочем пространстве печи. Составление теплового баланса печи.
  
  курсовая работа [266,2 K], добавлен 28.09.2015
  

• Участок стана Оскольского электрометаллургического комбината

  Технологическая и техническая характеристика основного и вспомогательного оборудования стана 350. Организация работы на участке стана. Метрологическое обеспечение измерений размеров проката. Составление калькуляции себестоимости прокатного профиля круга.
  
  дипломная работа [170,7 K], добавлен 26.10.2012
  

• Расчёт тепловой работы индукционной нагревательной печи

  Описание индукционной нагревательной печи, служащей для нагрева заготовок из алюминиевых сплавов перед прессованием на горизонтальном гидравлическом прессе усилием 19,1 МН. Порядок произведения теплового расчета индуктора сквозного нагрева металла.
  
  контрольная работа [319,4 K], добавлен 21.12.2010
  

• Исследование работоспособного состояния подшипниковых опор электродвигателя привода нижнего валка стана 950 обжимного цеха ЗАО ММЗ "Эстил Украина"

  Технический процесс прокатного производства сортопрокатного цеха. Оборудование обжимно-прокатного стана. Вибрация привода прокатных клетей. Техническое состояние механического оборудования. Расчет подшипников скольжения. Определение мощности двигателя.
  
  курсовая работа [4,0 M], добавлен 23.07.2013
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам