Improving the energy efficiency of a galvanic area with a small-scale nature of production

Texto integral

Введение

В условиях плановой экономики загрузка большинства промышленных предприятий в целом и их отдельных производственных участков осуществлялась достаточно ритмично и предсказуемо, а энергоснабжение обычно было централизованным. Вопросам энергосбережения и энергоэффективности не придавалось первостепенного значения [1, 2]. С переходом к рыночной экономике отсутствие долговременного планирования, устойчивого и равномерного выпуска продукции повлекло за собой снижение коэффициента загрузки оборудования и часто критический перерасход затраченной на технологические нужды производства энергии. В этих условиях проблема энергоэффективности определяющим образом влияет на конкурентоспособность продукции и принимает актуальный характер [3].с

Обоснование

В работе рассматривается энергоемкий гальванический участок типового промышленного предприятия машиностроительной отрасли с мелкосерийным характером производства.

На участке установлено 50 ванн (n=50) с подогревом электролита или воды для промывки деталей, через которые проходит 1,5 тысячи номенклатурных наименований деталей и узлов.

Потребляемые энергетические ресурсы на гальваническом участке можно разделить на две группы:

1 – энергоресурс на вспомогательные нужды: горячая вода и пар – на отопление, электрическая энергия – на освещение и горячее водоснабжение;

2 – энергоресурс на технологические нужды: пар – на нагрев электролита, электроэнергия – на нагрев электролита и проведение процесса электролиза.

Неравномерность загрузки оборудования определяет нерациональное потребление энергоресурса, его перерасход и является одной из причин низкой энергоэффективности гальванического участка [4, 5]. Наиболее энергозатратным оборудованием гальванического участка являются ванны [6].

Равномерность загрузки гальванических ванн характеризуется суммарным коэффициентом загрузки всех n ванн гальванического участка [7]:

$K_{\text{з}}=\frac{{\displaystyle \sum _{k=1}^n{T}_k}}{{\displaystyle \sum _{k=1}^n{T}_{k\text{ф}}}}$  ,                                                     

где T_k – время работы k-й гальванической ванны, ч; T_kф – фонд времени работы k-й гальванической ванны, ч.

Из рис. 1 видно, что суммарный коэффициент загрузки гальванического участка меняется, принимая значения от 0,34 до 0,15.

Коэффициент загрузки оборудования по каждой j-й группе операций определяется соотношением

$K_{\text{о}}^j=\frac{T_{\text{об}}^j}{T_{\text{ф}}^j}$  .                                                       

Здесь $T_{\text{об}}^j$ – время работы технологической группы гальванических ванн, обслуживающих соответствующую j-ю операцию, ч; $T_{\text{ф}}^j$ – фонд времени работы j-й группы оборудования, ч; j=1 – химическое оксидирование; j=2 – хромирование; j=3 – лужение; j=4 − травление; j=5 – хромовокислое анодирование; j=6 – химическое никелирование; j=7 – электрополирование; j=8 – снятие нагара; j=9 − никелирование; j=10 – хроммолибденирование; j=11 – снятие специального слоя и нагара; j=12 – химическое фосфатирование с оксидированием в универсальной гидрофобизирующей жидкости; j=13 – снятие краски.

Рис. 1. Динамика суммарного коэффициента загрузки K₃ ванн

Рис. 2−4 показывают, что для каждой j-й группы операций коэффициенты загрузки $K_{\text{о}}^j$ изменяются от 0 до 0,95 в зависимости от графика поступления в цех деталей и узлов. Несмотря на это пар для нагрева электролита поступает на участок круглосуточно, без возможности регулирования его расхода на отдельные группы ванн.

В работе [8] проанализирована организация теплообеспечения технологических процессов топливно-энергетическими ресурсами в зависимости от коэффициента загрузки технологического оборудования $K_{\text{о}}^j$ и применяемого источника тепловой энергии трех вариантов комбинации и расстановки гальванических ванн с обеспечением их тепловой энергией от различных видов децентрализованных источников. В этой же работе установлено, что существующая организация теплоснабжения подогрева гальванических ванн при централизованном пароснабжении неэффективна по сравнению с децентрализованным теплоснабжением.

Рассмотрим возможность утилизации на вспомогательные нужды временных излишков тепла, вырабатываемого децентрализованными источниками гальванического участка, что не только напрямую обеспечивает дополнительный энергоресурс, снижая энергозатраты системы отопления и горячего водоснабжения, но и повышает равномерность распределения нагрузки на источники технологического теплоснабжения гальванического участка, увеличивая их КПД.

Для определения количества тепла, необходимого для нагрева ванн, и определения количества избыточного тепла от децентрализованных источников необходимо составить тепловой баланс технологического оборудования [9].

Рис. 2. Коэффициент загрузки оборудования по операциям ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{j}}$: ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{1}}$ – химическое оксидирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{2}}$ – хромирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{3}}$ – лужение; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{4}}$ – травление

Рис. 3. Коэффициент загрузки оборудования по операциям ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{j}}$: ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{5}}$ – хромовокислое анодирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{6}}$ – химическое никелирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{7}}$ – электрополирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{8}}$ – снятие нагара

Рис. 4. Коэффициент загрузки оборудования по операциям ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{j}}$: ▬●▬− ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{9}}$ – никелирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{10}}$ – хроммолибденирование; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{11}}$ – снятие специального слоя и нагара; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{12}}$ – химическое фосфатирование с оксидированием в универсальной гидрофобизирующей жидкости; ▬●▬ − ${\mathit{K}}_{\mathbf{\text{о}}}^{\mathbf{13}}$ – снятие краски

Тепловой баланс технологического оборудования

Для энергоэффективной организации теплоснабжения гальванического производства составим тепловой баланс гальванических ванн.

Рассмотрим два режима работы гальванических ванн.

Вывод на режим

Для подготовки оборудования к проведению всех операций подготовки и гальванического нанесения металлопокрытий необходимо вначале нагреть ванны до требуемой технологической температуры T₁ (рис. 5). Процесс нагрева осуществляется с применением теплоисточника ТИ, находящегося внутри электролита.

Нагрев электролита. Пренебрегая неравномерностью распределения температуры по объему ванны, запишем зависимость температуры T₁ электролита от времени t:

$V_{\text{э}}{С}_{\text{э}}{\rho }_{\text{э}}=\frac{d{T}_1}{d\tau }=Q_{\text{в.и.}}-S_{\text{э}}{\alpha }_{\text{э}}\left(T_1-T_{\text{в}}\right)-2S_{\text{ст1}}\frac{{\lambda }_{\text{ст}}}{{\delta }_{\text{ст}}}\left(T_1-T_2\right)-$            

$-2S_{\text{ст2}}\frac{{\lambda }_{\text{ст}}}{{\delta }_{\text{ст}}}\left(T_1-T_{\text{2}}\right)-S_{\text{ст3}}\frac{{\lambda }_{\text{ст}}}{{\delta }_{\text{ст}}}\left(T_1-T_3\right)$    .

Нагрев корпуса ванны. Температура боковых и фронтальных стенок ванны описывается уравнением [10]

  $C_{\text{ст}}\cdot {\rho }_{\text{ст}}\frac{d{T}_{\text{ст}}}{d\tau }=2\left(S_{\text{ст1}}+S_{\text{ст2}}\right)\frac{{\lambda }_{\text{ст}}}{{\delta }_{\text{ст}}}\left(T_1-T_{\text{2}}\right)-2\left(S_{\text{ст1}}+S_{\text{ст2}}\right){\alpha }_{\text{ст}}\left(T_2-T_{\text{в}}\right)+$

$+S_{\text{ст3}}\frac{{\lambda }_{\text{ст}}}{{\delta }_{\text{ст}}}\left(T_1-T_3\right)$     .                                                

Рис. 5. Схема гальванической ванны: А – анод; Д – покрываемая деталь (катод); Е – источник тока

Здесь средняя температура стенки T_ст и дна Т_д корпуса ванны:

$T_{\text{ст}}\left(\tau \right)=\frac{1}{V_{\text{ст}}}\underset{V_{\text{ст}}}{\iiint }{T}_{c_x}\left(x,y,z,\tau \right)dV$;                                  (1)

$T_{\text{д}}\left(\tau \right)=\frac{1}{V_{\text{д}}}\underset{V_{\text{д}}}{\iiint }{T}_{{\text{д}}_x}\left(x,y,z,\tau \right)dV$.                                       

На рассматриваемом гальваническом участке ванны установлены на бетонный пол без дополнительной теплоизоляции, что приводит к нагреву участка бетонного пола под ванной в соответствии с одномерным уравнением теплопроводности, в предположении одномерного характера прогрева пола:

${С}_{\text{б}}{\rho }_{\text{б}}\frac{\partial T_{\text{б}}}{\partial \tau }-{\lambda }_{\text{б}}\frac{{\partial }^2{T}_{\text{б}}}{\partial x^2}=0$                                                                         

с краевыми условиями:

$T_{\text{б}}{\left.\left(x_i;\tau \right)\right|}_{\tau =0}=T_i\left({\tau }_0\right)=T_i\left(0\right)$ ;                                         

$T_{\text{б}}{\left.\left(x_i;\tau \right)\right|}_{\tau =0}=T_3$ ;                                                 

${\left.\frac{\partial T_{\text{б}}\left(x_i;\tau \right)}{\partial x}\right|}_{x\to \infty }=0$ ;                                                

$T_{\text{б}}{\left.\left(x_i;\tau \right)\right|}_{x\to \infty }\to T_i\left({\tau }_0\right)=T_{\text{б.нач.}}$  .                       

Энергозатраты на нагрев электролита. Количество теплоты Q_э, необходимое для изменения средней по объему V_э электролита от начальной $T_{1_0}$ до $T_{1_k}$ температуры T₁, определяется интегральным законом Фурье:

$\Delta Q_{\text{э}}=V_{\text{э}}{\rho }_{\text{э}}{C}_{\text{э}}\left(T_{1_0}-T_{1_k}\right).$  (2)

Теплопотери через стенки корпуса ванны:

• на границе «электролит – стенка ванны» для составления баланса предполагается теплообмен при граничных условиях 1-го рода. Температура стенки равна температуре электролита (T₁);
• на границе «стенка ванны – воздух» принимаются граничные условия 3-го рода, где тепловой поток определяется:

$q_{\text{ст}}={\alpha }_{\text{ст}}\left(T_2-T_{\text{в}}\right)$  .                                                

Для определения тепловых потерь через боковые стенки ванны необходимо найти распределение температурного поля в стенке ванны. В условиях идеального теплового контакта электролита с внутренней поверхностью стенки [11] температура стенки в нестационарном режиме определяется решением соответствующего уравнения теплопроводности для плоской стенки со смешанными граничными условиями:

$T_{{\text{ст}}_x}=T_1-\sum _{n=1}^{\infty }{A}_n\cos \left({\mu }_n\xi \right)\exp \left(-{\mu }_n^2{F}_0\right)$  .

Температура $T_{{\text{д}}_x}$ пола в нестационарном режиме определяется аналогично.

Количество теплоты ∆Q_ст, проходящее через боковые и фронтальные стенки ванны в единицу времени:

$\Delta Q_{\text{ст}}=q_{\text{ст}}2\left(S_{\text{ст1}}+S_{\text{ст2}}\right)$  .                                            

Нагрев корпуса ванны. Определение количества теплоты на нагрев конструкции ванны производится аналогично расчету расхода тепла на нагрев электролита (2). Тепло ∆Q_в на нагрев элемента объема конструкции ванны за время ∆t, затраченное на нагрев электролита до технологической температуры  (∆t =(t_k-t_o)):

$\Delta Q_{\text{в}}=V_{\text{в}}{\rho }_{\text{в}}{C}_{\text{в}}\left(T_{\text{ст}}-T_{{\text{ст}}_0}\right)$  .                                       (3)

Тепловые потери от зеркала электролита. Для расчета потерь тепла от зеркала электролита при нагреве ванны используется граничные условия по закону Ньютона:

$Q_{\text{э}}={\alpha }_{\text{э}}{S}_{\text{э}}\left(T_{\text{1}}-T_{\text{0}}\right)$ .                                                

Здесь и всюду: ${\left.T_{{\text{ст}}_x}\right|}_{\tau =0}=T_{{\text{ст}}_0}$ – температура корпуса ванны в момент времени t =0, ºC; С_в – теплоемкость материала стенок ванны, Дж/(кг·ºC); ρ_в – плотность материала корпуса ванны, кг/м³; $V_{\text{в}}=\sum V_{\text{ст}}$ – общий объем стенок ванны, м³; Т_ст – средняя температура стенки ванны при времени t_к, рассчитывается по (1), ºC; $T_{{\text{ст}}_x}$ – температурное распределение по толщине δ стенки, ºC ; μ_n – корень характеристического уравнения $\left(\text{ctg}{\mu }_n=\left(\frac{1}{\text{Bi}}\right){\mu }_n\right)$, $\text{Bi=}\frac{{\alpha }_{\text{c}}}{\lambda }$; λ_c – коэффициент теплопроводности стенки; $\xi =\frac{x}{\delta }$ – относительная координата толщины стенки; $F_0=\frac{\left(\alpha \tau \right)}{{\delta }^2}$ – критерий Фурье; $A_n=\frac{2\sin {\mu }_n}{{\mu }_n+\sin {\mu }_n\cos {\mu }_n}$, n=1,2,… (для наружной поверхности боковых стенок x=δ, ξ=1); V_э – объем электролита, м³; V_ст, V_д – объем соответствующего элемента конструкции ванны (стенки или пола), м³; ρ_э – плотность электролита, кг/м³; С_э – теплоемкость электролита, Дж/(кг·ºC); С_ст – теплоемкость стенок ванны, Дж/(кг·ºC); $T_{1_0}$ – температура электролита в момент времени t₀=0, ºC; $T_{1_k}$ – температура электролита в момент времени t_k, ºC; ρ_ст – плотность материала стенок ванны, кг/м³; Q_в.и. – тепловая мощность внешнего источника, Вт; S_э – площадь поверхности электролита, м²; α_э – коэффициент теплоотдачи от зеркала электролита, Вт/м²; α_ст – коэффициент теплопередачи от стенок к воздуху, Вт/(м²·ºC); T₁ – температура электролита, ºC; T_в – температура окружающего ванну воздуха, ºC; S_ст1 – площадь боковой поверхности стенки, м²; S_ст2 – площадь фронтальной поверхности стенки, м²; S_ст3 – площадь дна ванны; λ_ст – коэффициент теплопроводности стенки ванны, Вт/(м·ºC); δ_ст – толщина стенки, м; T₂ – температура наружной поверхности стенки, ºC; S₃₌ S_п – площадь поверхности пола, м²; λ_п – коэффициент теплопроводности пола, Вт/(м·ºC); δ_п=δ – толщина пола, м; T₃ – температура внешней поверхности пола, ºC; Вт/(м²·ºC).

Поддержание режима

После вывода на режим для проведения процесса электролиза температура электролита поддерживается постоянной и не меняется со временем $\left(\frac{\partial T_1}{\partial \tau }=0\right)$ [12, 13].

Поддержание стационарного теплового режима гальванических ванн требует компенсации тепловых потерь в окружающую среду от стенок ванны, от дна ванны в бетонный пол, от зеркала электролита; количества тепла, затрачиваемого на нагрев загружаемых деталей, и количества тепла, выделившегося при прохождении электрического тока через объем электролита:

$Q_{\text{в.и.}}-\left(S_{\text{э}}{\alpha }_{\text{э}}\left({Т}_1\left({\tau }_{к}\right)-{Т}_{\text{в}}\right)+2\left(S_{\text{ст}1}+S_{\text{ст}2}\right){\alpha }_{\text{ст}}\left({Т}_2\left({\tau }_{к}\right)-{Т}_{\text{в}}\right)-Q_{\text{эт}}+\right.$

$\left.+V_{\text{д}}{C}_{\text{д}}{\rho }_{\text{д}}\left(T_1\left({\tau }_{к}\right)-T_{{\text{д}}_{\text{0}}}\right)\right){\tau }_{\text{пр}}=0$

Здесь t_пр – продолжительность технологического процесса, с; Q_эт – количество теплоты, выделяющееся при прохождении электрического тока через электролит.

Потери тепла через стенки корпуса ванны. С учетом допущения идеального теплового контакта в стационарном режиме на границе «электролит – стенка» температура на внутренней поверхности стенки будет равна температуре электролита (Т₁(t_к)).

Температура внешней поверхности стенки ванны $T_2=T_{в}+q_{\text{ст}}\frac{1}{{\alpha }_{\text{ст}}}$, тогда тепловой поток, проходящий через плоскую стенку в стационарном режиме, определяется выражением

$q_{cт}=\frac{{Т}_1\left({\tau }_{к}\right)-{Т}_2}{\left(\frac{\delta }{{\lambda }_{\text{ст}}}\right)+{\alpha }_{\text{ст}}}$     

Количество теплоты, необходимое для компенсации тепловых потерь через стенки ванны при осуществлении технологического процесса, определяется:

$Q_c=2\left(S_{\text{ст1}}+S_{\text{ст2}}\right)q_{\text{ст}}{\tau }_{\text{пр}}$                                    

Потери тепла от зеркала электролита:

$Q_{э}={\alpha }_{э}{S}_{э}\left(T_1\left({\tau }_k\right)-T_{\text{в}}\right){\tau }_{\text{пр}}$               

Затраты тепла на нагрев загружаемых деталей. В установившемся технологическом режиме работы ванны производится загрузка холодных деталей и затрачивается тепло на их нагрев. Определение количества теплоты на нагрев загруженных деталей без внутренних тепловыделений происходит аналогично (2), (3):

$Q_{\text{д}}=V_{\text{д}}{C}_{\text{д}}{r}_{\text{д}}\left({Т}_1\left(t_{к}\right)-{Т}_{{\text{д}}_{\text{0}}}\right)$              

Здесь V_д – объем загружаемых деталей, м³; ${Т}_{{\text{д}}_{\text{0}}}$ – начальная температура детали до погружения в ванну, ºC; r_д – плотность материала деталей, (кг/м³); С_д – теплоемкость загружаемых деталей, (Дж/(кг·ºC).

Технологическое тепловыделение. При проведении процесса электролиза для создания разности электрических потенциалов между катодом и анодом анод и катод подключают к источнику тока Е (см. рис. 5). При прохождении электрического тока через электролит в нем выделяется тепло по закону Джоуля – Ленца:

$Q_{\text{эт}}=\underset{{\tau }_k}{\overset{{\tau }_{\text{пр}}}{\int }}{I}^{2}Rd\tau$  .                                                  

Здесь I – сила тока, необходимая для осуществления процесса; R – сопротивление электролита.

По результатам теплового баланса определена динамика требуемого для обеспечения технологии гальванических процессов количества теплоты (рис. 6).

Рис. 6. Динамика требуемого количества теплоты на технологические процессы

Децентрализованное пароснабжение гальванического участка

В работе [8] установлено, что газовый парогенератор для обеспечения технологического теплоснабжения эффективно использовать в качестве децентрализованного источника тепла гальванического участка с последовательно-параллельным графиком работы оборудования.

В связи с неравномерностью коэффициента загрузки (K₃) гальванического оборудования не представляется возможным организовать равномерную номинальную загрузку парогенератора с максимальным КПД. Если же обеспечивать равномерную номинальную загрузку парогенератора при неравномерном потреблении пара гальваническим участком, высвобождается некоторое количество теплоты, которое можно использовать на общецеховые нужды отопления и горячего водоснабжения (ГВС).

Определим невостребованное количество тепла от парогенератора при его равномерной номинальной загрузке из формулы КПД парогенератора [14, 15]. Максимальный КПД парогенератора согласно технической документации определяется формулой

$\eta =\frac{Q_{\text{пг}}100}{B{Q}_{\text{н}}^{\text{р}}}$

где Q_пг – количество тепла, вырабатываемое парогенератором (ккал); B – расход топлива (кг/ч); $Q_{\text{н}}^{\text{р}}$ – низшая рабочая теплота сгорания топлива для природного газа $Q_{\text{н}}^{\text{р}}=8630$ (ккал/кг).

При равномерной номинальной загрузке парогенераторов вырабатывается тепло, не востребованное для обеспечения нужд процессов нанесения гальванических покрытий, количество которого представлено на диаграмме (рис. 7).

Рис. 7. Количество теплоты, не востребованное при равномерной номинальной загрузке парогенераторов

Определим эффективность использования пара на нужды отопления и ГВС в предложенном способе.

Для использования невостребованного тепла [16] при равномерной номинальной загрузке парогенераторов предлагается установка пароаккумулятора в системе технологического теплоснабжения с подключением его к парогенераторам и передачей тепловой энергии в системы отопления и ГВС (рис. 8).

Рассмотрим энергетический (рис. 9) и экономический (рис. 10) эффект от внедрения пароаккумулятора для обеспечения равномерности и номинальной загрузки парогенераторов при отпуске невостребованного тепла в систему отопления и ГВС.

При использовании невостребованного тепла от парогенераторов на нужды отопления и ГВС наблюдается существенное увеличение их КПД вплоть до паспортных значений (рис. 11).

Из таблицы видно, что при использовании избытков тепла от парогенераторов в системе ГВС экономический эффект за 5 лет на 2619 тыс. руб. больше, чем при использовании избыточного тепла только в системе отопления. Обуславливается это сезонностью работы системы отопления.

Экономический эффект от использования излишков тепла от парогенератора в системе отопления и ГВС за 5 лет

Рис. 8. Схема подключения систем отопления и водоснабжения к газовым парогенераторам: $n_1^1$, $n_2^1$, …, $n_i^1$ – ряд ванн, выполняющих операцию химического оксидирования; $n_1^2$ , $n_2^2$, …, $n_i^2$ – ряд ванн, выполняющих операцию хромирования; $n_1^3$, $n_2^3$, …, $n_i^3$ – ряд ванн, выполняющих операцию лужения; $n_1^4$, $n_2^4$, …, $n_i^4$ – ряд ванн, выполняющих операцию травления; $n_1^5$, $n_2^5$, …, $n_i^5$ – ряд ванн, выполняющих операцию хромово-кислого анодирования; $n_1^6$, $n_2^6$, …, $n_i^6$ – ряд ванн, выполняющих операцию химического никелирования; $n_1^7$, $n_2^7$, …, $n_i^7$ – ряд ванн, выполняющих операцию электрополирования; $n_1^8$, $n_2^8$, …, $n_i^8$ – ряд ванн, выполняющих операцию снятия нагара; $n_1^9$, $n_2^9$, …, $n_i^9$ – ряд ванн, выполняющих операцию никелирования; $n_1^{10}$, $n_2^{10}$, …, $n_i^{10}$ – ряд ванн, выполняющих операцию хроммолибденирования; $n_1^{11}$, $n_2^{11}$, …, $n_i^{11}$ – ряд ванн, выполняющих операцию снятия спецслоя и нагара; $n_1^{12}$, $n_2^{12}$, …, $n_i^{12}$ – ряд ванн, выполняющих операцию химического фосфатирования с оксидированием в универсальной гидрофобизирующей жидкости; $n_1^{13}$, $n_2^{13}$, …, $n_i^{13}$ – ряд ванн, выполняющих операцию снятия краски

Рис. 9. Энергетический эффект: ■ – система отопления; ■ – система ГВС

Рис. 10. Экономический эффект: ■ – система отопления; ■ – система ГВС

Рис. 11. КПД парогенераторов: ▬ – КПД парогенераторов при исключительном обеспечении технологических процессов; ▬ – КПД парогенераторов при дополнительном снабжении систем отопления и ГВС

Заключение

При использовании парогенератора на технологические нужды гальванического участка с мелкосерийным характером производства для повышения энергоэффективности и получения максимального КПД парогенераторов предложено использование избыточного тепла от парогенераторов на нужды системы водяного отопления и ГВС. Увеличение КПД при подключении парогенераторов дополнительно к системам теплоснабжения и ГВС составило от 6 до 12 % в сравнении с работой парогенераторов только на технологические нужды. Установлено, что при использовании избыточного тепла на ГВС наблюдается экономический эффект больше в 3,7 раза, чем при использовании на нужды системы отопления, что обусловливается сезонностью работы системы отопления и постоянством потребления тепла от системы ГВС.

Sobre autores

A. Romanova

Autor responsável pela correspondência
Email: alyona512@yandex.ru

Postgraduate Student

Bibliografia

Arquivos suplementares

Arquivos suplementares

Ação

1. JATS XML

Baixar

2. Fig. 1. Dynamics of the total loading coefficient K3 of baths

Baixar (91KB)

Metadados

3. Fig. 2. Equipment utilisation factor for operations o : ▬●▬ − o – chemical oxidation; ▬●▬ − o – chromium plating; ▬●▬ − o – tinning; ▬●▬ − o – pickling

Baixar (169KB)

Metadados

4. Fig. 3. Equipment utilisation factor for operations o : ▬●▬ − o – chromate anodising; ▬●▬ − o – chemical nickel plating; ▬●▬ − o – electropolishing; ▬●▬ − o – carbon removal

Baixar (151KB)

Metadados

5. Fig. 4. Equipment utilisation factor for operations o : ▬●▬− o – nickel plating; ▬●▬ − o – chrome-molybdenum plating; ▬●▬ − o – special layer and carbon deposit removal; ▬●▬ − o – chemical phosphating with oxidation in a universal water-repellent liquid; ▬●▬ − o – paint removal

Baixar (206KB)

Metadados

6. Fig. 5. Schematic diagram of a galvanic bath: A – anode; D – coated part (cathode); E – current source

Baixar (282KB)

Metadados

7. Fig. 6. Dynamics of the required amount of heat for technological processes

Baixar (216KB)

Metadados

8. Fig. 7. Amount of heat not required with uniform nominal loading of steam generators

Baixar (136KB)

Metadados

9. Fig. 8. Connection diagram of heating and water supply systems to gas steam generators: , , …, – a row of baths performing the chemical oxidation operation; , , …, – a row of baths performing the chromium plating operation; , , …, – a row of baths performing the tinning operation; , , …, – a row of baths performing the etching operation; , , …, – a row of baths performing the chromium anodizing operation; , , …, – a row of baths performing the chemical nickel plating operation; , , …, – a row of baths performing the electropolishing operation; , , …, – a row of baths performing the carbon removal operation; , , …, – a row of baths performing the nickel plating operation; , , …, – a row of baths performing the chromium molybdenum plating operation; , , …, – a row of baths performing the special layer and carbon removal operation; , , …, – a series of baths performing the operation of chemical phosphating with oxidation in a universal water-repellent liquid; , , …, – a series of baths performing the operation of paint removal

Baixar (142KB)

Metadados

10. Fig. 9. Energy effect: ■ – heating system; ■ – hot water supply system

Baixar (144KB)

Metadados

11. Fig. 10. Economic effect: ■ – heating system; ■ – hot water supply system

Baixar (182KB)

Metadados

12. Fig. 11. Efficiency of steam generators: ▬ – efficiency of steam generators with exclusive provision of technological processes; ▬ – efficiency of steam generators with additional supply of heating and hot water supply systems

Baixar (119KB)

Metadados