|
|
|
Ф“Г |
( т |
~ 1) +ф2°ібщ( ^ г _ 1) +1 |
|
|
|
|
6і |
|
|
|
|
|
|
|
5,77-0,68 |
|
3,92 |
0,68( —------1- ),+2,69 |
|
0,734+0,843+1 |
( ,—-------—l11+1)l |
|
|
|
V0,48 |
/ |
\V 0,.45 |
/ |
|
|
|
= 1,52 в |
т / м 2 ° |
К4; С„=1,31 к к а л / м 2 - ч - ° |
К } . |
Теплонапряжеиие поверхности радиационных труб |
|
cnpJ ( ^ ) |
- |
( — |
V I = 1,52(2661-6360) =30300 в т / м 2 (26000 к к а л / м 2 - ч ) . |
L V loo / |
|
V юо / |
J |
|
|
|
При подсчете значения СІ1РІИ, угловые коэффициенты определялись в зависи мости от относительного шага труб по графику (рис. 8.20).
Коэффициент теплоотдачи излучением
<7л |
30300 |
ал= -----------Ттр-Гм ; с іл = |
-----------------1273-893 =80 в т м 2 ° К (69 к к а я / м 2 - ч - ° С )'. |
Коэффициент теплоотдачи конвекцией для печи, снабженной вентилятором для перемешивания печной атмосферы, может быть принят равным 15% от а д. Тогда эффективный коэффициент теплоотдачи к поверхности стопки изделий
а2= 1,15-80= 92 в т / м 2 - ° К (79 к к а л / м 2 - ч - ° С).
Для определения времени нагрева по формуле (8.11) подсчитываем эффек тивную теплопроводность стопки деталей. Вычислим входящие в эту формулу величины.
Теплопроводность газа находим из соотношения (8.7). В качестве опреде
ляющей температуры принимаем среднюю температуру металла Тм. Тогда
|
^см —П S Х і |
Я;+ (1—ß) |
1 |
|
2 Xj » |
|
|
|
U |
Ясм = |
|
|
1 |
0,42 (0,2• 0,052+0,4 • 0,371+0,4 • 0,0525)'+0,58 |
|
|
|
12,52 |
|
= 0,1216 к к а л / м |
- ч . - " С (0,141 в т / м - ° К). |
Содержание С02 и Н20, составляющее менее 1%, при нахождении ЯСы не |
учитывалось. Коэффициент а = 0,42 (стр. 202). |
|
Величины а ' |
и Я' определялись следующим образом: |
|
а'=0,186 ( — |
V = 132 в т / м 2 ■° К, |
|
V 100 / |
|
Яг+ a's |
|
0,141+ 132-0,04 |
5,88 |
Ям |
~ |
33,2 |
=0,166 |
33,2 |
где s — средняя толщина газовых прослоек, равная 40 м м .
Эффективная теплопроводность материала волокнистого строения
Ь. [ 1 - .H - V ) ] . _ |
33.2 [1-0.5(1-0,166)1 |
1—е(1—Г )(1 -е ) |
1-0,5(1-0,166) (1-0,5) |
Коэффициент эффективной температуропроводности стопки изделий |
а0ф = |
----------- =0,0364 м г / ч . |
|
ср( І - е) |
Размеры поддона принимаем равными 500X500 м м , а высоту укладки — 0,285 м . Поддоны располагаем в два ряда. В этом случае массу деталей на под донах, примыкающих друг к другу, можем рассматривать как плиту, ширина и длина которой значительно больше толщины. Эффективный критерий Био
|
92-0,1425 |
|
|
Ві = |
=0,53. |
|
|
24,7 |
|
|
Относительная температура в конце нагрева |
|
tu |
1000-930 |
0,0715; А |
0,0715. |
---^ц.кон |
1 0 0 0 -2 0 |
tu ^ц.пач |
|
•öo |
|
Используя графики |
( —— ) ^ ( B i, |
Fo), см. приложение III, для средины |
|
' Ü0 / |
|
|
стопки (пластины) нагреваемых изделий, находим эффективный критерий Фурье Fo = 5,95.
Время нагрева средины стопки |
|
|
Т е а г р = |
Fo (s/2) |
5,95 - 0,1425 |
|
#эф — Тнагр — |
0,0364 |
=3,25 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
t u |
^м.кон |
885— |
890 |
/ Ov |
-------------- |
Ім.пач |
--------------=0,11; |
— М |
t u |
885— |
930 |
' Öo ' |
В качестве определяющей принимаем температуру 930—2/3(930—890)« «904° С. Таким же образом, как и для зоны нагрева, вычисляем коэффициент теп лоотдачи, коэффициенты эффективной теплопроводности и температуропровод ности стопки деталей и критерий Ві:
а=110 |
ет/л£2-° К; А.Эф = 23,1 в т / м - ° К; аэф =0,0395 м 2 / ч |
и |
|
Ві=0,68. |
|
|
По графикам |
/ |
\ц |
( ----- I = /(Ві, Fo), составленным для средины пластины |
|
\ Фо |
' |
(стопка деталей), см. приложение 3, определяем критерий
Fo = 4,2.
Время охлаждения центра стопки деталей до температуры 890° С
Тох л — |
4,2-0,14252 |
-------------- =2,14 ч . |
0,0395 |
Рассчитываем температуру поверхности изделия Ім.коя в конце подсту-
жнвания.
При Ві = 0,68, Fo = 4,2 для поверхности пластины (см. приложение III) находим безразмерную температуру
Откуда
ім.!іоп= (930—885) 0,08+885=888,6° С.
Совмещая вторую стадию цементации (диффузионное выравнивание) с подстужпванпем, полагаем, что ее продолжительность равна времени подстуживанпя Тох л. Тогда общее время процесса
Т = Тнагр~ЬТцем + Т о х л ;
т= 3 ,25+8,2+2,14= 13,59ч.
Как видно, доля времени диффузионного выравнивания тДем = т0:Ел со ставляет
2,14-100
= 20,6% от времени цементации Тцем+Тцсм,
8,2+2,14
что полностью соответствует рекомендации работы [70].
Определяем параметры конструкции печи. Вес садки при производитель ности 575 к г / ч
р = 575-13,59= 7800 к г .
Вес детален на одном поддоне
//=0,5-0,5-0,28 р(1—е);
р '=0,5 • 0,5■0,285• 7800 • 0,5=278 к г .
Количество поддонов в печи
р7800
п — |
----; п = |
------= 28 шт. |
|
р ' |
278 |
Следовательно, в каждом ряду |
(при производительности печи 575 к г / ч ) должно |
находится 14 поддонов. |
|
|
Длина рабочего пространства печи |
|
£ = -^ W (l+ ß O + 150;
28
L= — 500(1+ 1 8,8■10-6• 940) +150^7270 м м .
Принимаем L= 73Q0 м м .
Длины зоны нагрева, а также первой и второй зон цементации находятся
III
всоответствии со значениями тпагр; тцем и тцем (т0хл):
Тпагр |
ft |
^нагр= |
' /дод(1 "bßO = 1»74; |
т |
2 |
I |
X |
ft |
Тцем |
/•цем= |
T |
2 /под (1+ ß/) = 4,41 |
rII |
Тцем |
H |
/■цем — |
X |
' 2 '/под (1+ ß/) = 1,15 М . |
Высоту рабочего пространства печи из конструктивных соображений прини маем равной 900, а ширину печи— 1500 м м .
Темп толкания поддонов составит
2т |
13,59 |
т ' = — ; т '= |
------- =0,97 ч (58 м и н ) . |
п14
Вес поддона с оправкой для укладки деталей Р п ' принимаем равным 70 к г . Тогда производительность печи брутто
|
|
|
2,70 |
|
|
/3 б р = 575Ң--------=720 к г / ч . |
Вес брутто садки |
|
|
0,97 |
|
|
|
Р в р |
= |
п ( р ' + |
Р п ' ) =28(278+70) =9750 к г . |
Продвижение поддонов осуществляется по гладким направляющим. Необхо |
димое усилие толкания |
(8.15) |
|
F j — |
f ß p c p ; |
FT= 1X2X9750= 19500 к г . |
Здесь коэффициент 2 принят в связи с наличием в печи защитной атмосферы (табл. 8.3). Округляя принимаем к установке толкатель с усилием 20 т (по 10 т на каждый ряд поддонов).
Тепло в камере нагрева расходуется на нагрев изделии, поддонов, компенса цию потерь теплопроводностью через кладку, излучением на водоохлаждаемые поверхности вентиляторов, излучением в тамбуре при открывании дверок и на нагрев защитного газа.
Выбираем конструкцию тамбура загрузки н выгрузки со шлюзовыми каме рами, куда постоянно подается защитная атмосфера. Давление в тамбурах и печи принимаем одинаковым. В этом случае при закрытых дверцах газ из печи в там бур через неплотности практически не поступает и тепло на его нагрев не учиты ваем. 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 авто номность и стабильность состава атмосферы во всех зонах печи. Расход атмосферы в печи принимаем в соответствии с практическими данными равным 80 н м 3/ ч . Рас пределение подачи свежей контролируемой атмосферы в отдельные зоны печи
иудаление отработанных газов через выводы рассчитываем исходя из условия пропорциональности расхода через каждую зону ее объему. Полагаем, что высота
иширина печи во всех зонах одинаковы. Тогда подача в камеру нагрева составит
