Файл: Несенчук А.П. Пламенные печи для нагрева и термообработки металла учеб. пособие.pdf

где kt и k2— соответственно коэффициенты трения качения катков по опоре и изделия по каткам, зависящие от темпера­ туры:

f — коэффициент трения скольжения (табл. 8.3) оси (шей­

ки) ролика о цапфу;

ßi — коэффициент запаса, ßi = 1,2— 1,5.

Методика расчета печных конвейеров и приводных рольгангов приведена в работе [73].

Для расчета скорости вибрационного транспортирования дета­

8

204

или эмпирической формулой (в режимах с непрерывным подбрасы­ ванием) [81]

(8Л9)

где а — угол между направлением вибраций и горизонтом; ß — угол между направлением вибраций и плоскостью лотка; п — число колебаний в минуту;

Л, со — соответственно амплитуда и круг-овая частота колебаний, со = 2лп;

k — опытный коэффициент (0 ,6 < é< 0 ,8 ); g — ускорение силы тяжести.

После определения размеров печи рассчитывают затраты тепла на нагрев металла, потери через кладку, с уходящими дымовыми газами, на нагрев воды, подаваемой в водоохлаждаемые элементы конструкции, на нагрев контролируемой атмосферы, непрерывно циркулирующей через печь и т. д.

При определении потерь тепла на нагрев газовой атмосферы печи и для установления производительности генераторов необхо­ димо знать расход атмосферы в печи. В настоящее время отсутству­ ют надежные методы расчета расхода атмосферы в любой печи. На практике расход атмосферы в однорядных толкательных печах со шлюзовыми камерами в тамбурах загрузки и выгрузки состав­ ляет 30—60, а в двухрядных 50—80 нм3/ч. В конвейерных и других печах с открытыми проемами для входа и выхода деталей расход атмосферы может быть подсчитан по уравнению [78]

где ф — коэффициент истечения, ф = 0 ,8 5 —0 ,9 5 ;

Н и В — соответственно высота и ширина открытого проема; рг и рі — соответственно плотности печного газа и окружающего

воздуха.

Исходя из тепловых затрат 2 Q в каждой зоне и определенной ранее плотности теплового потока <?л от радиационных труб к метал­ лу, подсчитывается поверхность труб:

где fa — поверхность одной трубы. Обычно к установке принимают

несколько большее количество труб, чем получается по расчету.

205

Интенсивность теплообмена между дымовыми газами и стенкой трубы при данной разности температур должна обеспечивать пере­ дачу в рабочее пространство тепла

Коэффициенты кинематической вязкости, теплопроводности и критерия Рг для дымовых газов при высоких температурах могут быть подсчитаны или взяты из приложений XI.

Следует отметить, что расчет конвективной составляющей теплоотдачи в радиационных трубах по соотношениям типа N u = = /(R e, Pr) для переходного режима течения, реализуемого во мно­ гих случаях, дает заниженные коэффициенты теплоотдачи. Вероят­ нее всего это связано с некоторой дополнительной турбулизацией потока внутри труб, не учитываемой обычными формулами. В связи

сэтим расчетные данные для переходной области течения (2-103^

^R e ^ lO 4) до получения необходимого экспериментального мате­ риала не могут быть использованы. Анализ теплового баланса дей­ ствующих радиационных труб показывает, что в переходном режиме течения плотность теплового потока составляет 20—40 квт/мг (что не является пределом).

Расход топлива

Цн т

8.3.1.Произвести расчет проходной толкательной печи для цементации дет лей производительностью 575 к г / ч .

Исходные данные: обрабатываемая марка стали — 20ХМ; концентрация угле­

ментации (из условий стойкости жаропрочных материалов) — 930° С; допустимая

* С практической точки зрения удобнее концентрацию вместо абсолютных величин р ( г / с м 3 ) выражать в относительных величинах С (массовая концентра­ ция в %). При замене р на С приведенные выше расчетные соотношения остаются в силе.

206

I

І=1

Ѵог= 2 и l/N2=72%. Полагая температуру воздуха-окислителя равной 350° С, находим калориметрическую температуру /т = 2000° С. Действительная темпера­ тура для такой печи в соответствии с найденным значением ( т и пирометрическим коэффициентом составит 1500° С. Для данного процесса выбираем атмосферу эндогаза, широко применяемую для цементации и содержащую 40% водорода, 20% СО, небольшое количество С02и Н20 (менее 1%), остальное N2. Задаем углеродный потенциал на первой стадии С1Пред=1,1%. По номограммам (рис. 7.7 и 7.8), учитывающим опытные данные по активности углерода в легированных ста­ лях, находим равновесные соотношения парциальных давлений газовой смеси. При С1Прсд=1,1% и /=930° С эти соотношения равны:

Допустимое содержание С02в равновесных условиях составит

ргсо • 100 = 0,07%, 57

а влаги

РсоРнг-100

= 0,192%,

41

что соответствует температуре точки росы примерно минус 12° С. Заданное содер­ жание С02 (или Н20) регулируем подачей в зону печи метана. В соответствии с рекомендациями [61] среднее содержание СНЦ в атмосфере зоны принимаем рав­ ным 2%- При этом состав газа с учетом метана будет СО=19,5%; СНі=2%; Н2=39,1%; Н2О= 0,19%; СОг=0,07%; остальное N2.

В зону нагрева и зону второй стадии цементации метан не подается. Допу­ стимое содержание С02и Н20 определяется также по номограммам (рис. 7.7 и 7.8).

По найденным содержаниям С02 или Н20 контролируется и регулируется углеродный потенциал. Первая стадия цементации заканчивается при достижении на глубине 0,9 и м концентрации углерода 0,45%. Этому значению соответствует безразмерная концентрация

Сх , X 0,45 0,2

Ѳ— ----------------— ------------- =0,278.

Здесь С о = 0,2%— начальная концентрация углерода в стали марки 20ХМ. Определяем коэффициент диффузии углерода

32000

D = (0,07+0,06• 0,5) е *.эв - іаоз = 1,58-10~7 с м 3 / с е к .

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

1 / 1,1%+0,2% , 0,45%+0,2%

') «0,5%.

При этом в первом приближении предполагается, что за время насыщения до С*іТ=0,45% на глубине 0,9 м м поверхностная концентрация достигнет равно­

весной (1,1%). После вычисления поверхностной концентрации в конце первого периода уточняем величину D и при необходимости производим ее перерасчет.

207

Вычисляем критерий Био при <ім = 1,2-10-5 (табл. 7.5)

По графикам рис. 7.11,6 определяем критерий Тихонова (Ті = 5,2) и находим время первой стадии цементации

По графику рис. 7.11, а определяем безразмерную концентрацию на поверх­

ности ( х = 0 , 1/2 У Fo = 0) через 8,2 часа. При Ті = 5,2 Ѳо, х=а,2і=0,9. При этом содержание углерода на поверхности

СП= С„+0,9(С„ред-Со) =0,2+0,81 = 1,01 %■

Как видно, он отличается от ранее найденного примерно на 2,5%. Оценка пока­ зывает, 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 концен­ трации — совмещаем с подстуживанием до температуры 890° С перед закалкой. Продолжительность этой стадии, равную [70] примерно 10—20% общего времени процесса, окончательно установим после определения времени подстужнвания.

Рассчитаем интенсивность теплообмена, время нагрева до температуры це­ ментации и время подстужнвания до температуры закалки.

Выбираем конструкцию толкательной печи безмуфельного типа с радиацион­ ным обогревом при помощи излучающих труб. Детали транспортируются на под­ донах. 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 м-образные трубы с диаметром 108/100 м м и расстоянием между осями 250 иск. Расстояние между трубами смежных ветвей принимаем равным 350 м м . Тогда средний шаг

350+250

S e p = ------------=300 м м .

Согласно условию, температуру излучающих труб в камере нагрева прини­ маем равной 1000° С. Среднюю температуру поверхности стопки изделий 7+ — равной 2/3 температуры садки в конце операции (<ц.ноп=930° С).

По данным работы [78] степень черноты поверхности труб Еі составляет 0,48 (светлая поверхность нагревателей), а степень черноты нагреваемого металла в защитной атмосфере В2= 0,45. Находим приведенный коэффициент излучения

208