Добавил:

Upload Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Алтайский государственный технический университет им. И.И.Ползунова

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

индукц. печи.pdf

Скачиваний:

441

Добавлен:

14.02.2015

Размер:

873.33 Кб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 / 1211 12 > Следующая >>>

7. Производительность по расплавлению и перегреву, т/ч

g = Gсл/τпл

(3-116)

3.6. ПРИМЕР ИНДУКЦИОННОЙ ТИГЕЛЬНОЙ ПЕЧИ

Исходные данные:

а) материал – углеродистая сталь, средний размер кусков шихты dш = 0,04 м; удельное электрическое сопротивление шихты rш = 100×10-8 Ом×м, удельное сопротивление расплава r2 = 137×10-8 Ом×м, плотность расплава g2 = 7,2×103 кг/м3; конечная температура металла tк = 1600° С;

б) емкость печи G = 160 кг, остаточная емкость тигля G0 = 0 ; длительность процесса плавки и перегрева металла до конечной температуры tпл = 0,66 ч,

длительность вспомогательных операций tвсп = 0,14 ч.

1. Определение геометрических соотношений в системе индуктор - загрузка (рис. 3.1) и выбор частоты источника питания

Полезный объем тигля находим по формуле (3-4)


V =			G	=	160	= 0,022 м3
V =				=		= 0,022 м3
По рис. 3.2 определяем			g 2		7200
По рис. 3.2 определяем					d2 ;			2 = 1,4 .
		2 = h2
	h	2 = h2					h

Внутренний диаметр тигля рассчитываем по уравнению (3-5)

D2 = 34Vp h2 = 34 × 0,022p × 1,4 = 0,28 м .

Высоту расплава в тигле определяем по формуле (3-6)

h2 = d2h2 = 0,28 × 1,4 = 0,39 м .

Высоту внутренней полости тигля находим из выражения (3-7)

hT = (1,2 ¸ 1,4)h2 = 1,3× 0,39 = 0,51 м .

Толщину футеровки тигля определяем по формуле (3-9)

bф » 0,084G = 0,084160 × 10- 3 = 0,051 м .

С учетом тепловой и электрической изоляции внутренний диаметр индуктора находим из уравнения (3-8)

D1 = D2 + 2bф + 2bиз = 0,28 + 0,06 × 2 = 0,4 м .

Приняв h1 = 1,1, определим по формуле (3-10) высоту индуктора

h1 = h2h1 = 0,39 × 1,1 = 0,43 м

Минимальную частоту источника питания находим из уравнения (3-12)

f	min	³ p × 10	6	r ш	= p × 10	6	100 × 10- 8			= 1970 Гц
				2			1,0 ×	0,04	2

				m ¢шdш

Принимаем в качестве рабочей частоты f = 2400 Гц

2. Тепловой расчет печи

Эскиз печи для теплового расчета показан на рис. 3.3.

А. Тепловые потери через подину
Толщина слоя набивки подины d1 = 0,08 м; асбестового слоя		d2 = 0,005
м; слоя бетона подины d3 = 0,08 м; асбестоцементной плиты	d4 = 0,04 м.
Температурами на границах слоев задаемся: t1 = tк = 1600° С,		t2 = 1000° С,

t3 = 900°С, t4 = 600° С, t5 = 200° С.

Средняя по толщине температура соответствующего слоя, °С:

t1ср = (1600 + 1000)/2 = 1300;

t2ср = (1000 + 900)/2 = 950;

t3ср = (900 + 600)/2 = 750;

t4СР = (600 + 200)/2 = 400.

Средняя расчетная поверхность на границах соответствующих слоев, м2:

S1ср = 0,062; S2ср = 0,127; S3ср = 0.177;

S4ср = 0,242; S5ср = 0,270.

Средние

значения коэффициентов теплопроводности

слоев, соответствующие температурам t1ср ¸ t4ср (табл. 5),

Вт/(м×°С):

l1ср = 1,88; l2ср = 0,37; l3ср = 1,05; l4ср = 0,35.

Тепловые сопротивления слоев определяем по формуле (3-

19), °С/Вт:

Рис. 4.5. Коэффициент

Rтi = bi λ i Si ср

= 0,47

Rт1 = 0,68; Rт2 = 0,11; Rт3 = 0,43; Rт4

теплоотдачи конвекцией к

Тепловое сопротивление слоя воздуха на внешней по-

окружающему воздуху

верхности подины (по рис. 4.5) при aк = 15,7 Вт/(м2×К)

R т5 = 1 (15,7 × 0,27) = 0,24° С / Вт

Таблица 5

Теплофизические свойства футеровочных материалов

Объём

Содер-

Предель-

ная

ная рабо-

Теплопроводность,

Футеровка

Состав

жание,

масса,

чая темпе-

Вт/(м×К)

кг/м3

ратура, °С

Магнезит тонкомолотый

25-30

Жаростойкий бетон

2,15-

Шамот

50-60

1200

0,6+0,38×10-3tср

2,30

Жидкое стекло

12-20

Кремнефтористый Na

1-2

Кислая футеровка

2,1-2,2

Кварцит

97-98

1650

0,45+0,38×10-3tср

Борный ангидрид

1,3-2,0

Основная спекаемая на-

2,85

Окись магния

1700

2,4-0,4×10-3tср

бивная масса

Муллитокорундовая без-

2,3

1700

1,1(400¸1200° С) tср

усадочная масса МКЭ-78

Магнезит тонкомолотый

25-30

Магнезит-заполнитель

50-60

Огнеупорный бетон

2,2

Кварцит тонкомолотый

3-4

1400

2-0,65×10-3tср

Жидкое стекло

10-12

Кремнефтористый натрий

1-2

Обмазка

–

Кварцит

1500

0,69(100¸200° С)× ×tср

Высокоглинозёмистый цемент

Асбест

1,0-1,4

–

500

0,13+0,26×10-3tср

Асбоцемент

0,3-0,5

–

450

0,068+0,095×10-3tср

Тепловые потери через подину определяем по формуле (3-17)

Рт.п. =

Тк -

Т0

1600 - 20

= 0,82 кВт

0,68 +

0,11+ 0,43 + 0,47 +

0,24

λ i Si ср

α п Sп

Проверяем температуры на границах слоев по уравнению (3-18), °С:

Тi+ 1 = Тi - РтiR тi .

t2	= 1600 – 820×0,68 = 1040;	t3	= 1040 – 820×0,11 = 950;
t4	= 950 – 820×0,43 = 598;	t5	= 598 – 820×0,47 = 212.

Поскольку расхождение расчетных значений со значениями, которыми мы задавались ранее, не превышает 6%, дальнейших уточнений можно не проводить.

Б. Тепловые потери через боковые стенки тигля

Принимаем толщину асбестового слоя da – 0,005 м (внутренний диаметр асбестового слоя d3 = 0,39 м).

Принимаем температуру на границе набивки и асбестового слоя t2 = 600° С, а температуру снаружи асбестового слоя t3 = 55° С.

Средние значения температур слоев, °С:

tср1 = (1600 + 600)/2 = 1100; tср2 = (600 + 55)/2 = 327.

Средние значения коэффициентов теплопроводности слоев, Вт/(м×К):

lср1 = 1,95; lср2 = 0,21.

Тепловые потери через боковую стенку

Рт.б. =

2π h2 (Тк

- Тиз )

- 2bиз

λ из

- 2bиз

λ ф

2π × 0,39(1600 -

150)

= 16,2 кВт

0,4 - 0,01 +

0,4

1,95

0,21

0,4 - 0,01

0,28

Проверка температур:

t2 = 1600	- 16,2 × 103	ln(0,39 0,28)	=	600°	С ,
		2p × 1,95× 0,43

t2 = 600	- 16,2 × 103	ln(0,4 0,39)	=	53°	С .
		2p × 0,21× 0,43

В. Тепловые потери излучением с зеркала ванны

Степень черноты расплава принимаем равной e = 0,45. Коэффициент диафрагмирования находим по рис. 4.6 x = 0,66. Тепловые потери излучением

ö 4 ù

p D2

Ризл = e с0

x =

100

1173 ö 4

293

ö 4

p × 0,282

0,45× 5,7ê

0,66 = 1,95 кВт

100

Г. Суммарные тепловые потери

	æ			τ всп			ö	3	3
Рт å	ç	Рт.б. +	Ризл		κ τ	+ Рт.к.κ τ	÷	= 16,2 × 10 + 1,95 × 10	+

	= κ д ç			τ пл			+ Рт.п. ÷
	è						ø

+0,82 × 103 » 19 кВт

Д.Полезная мощность, идущая на расплавление и перегрев

Энтальпию при конечной температуре металла можно определить по рис. 47: qк = 0,37 кВт×ч/кг.

Полезную мощность определяем по формуле (3-22)

Рпол = qк gпл = 0,37 × 0160,66 = 89,6 кВт

Тепловой к.п.д. печи находим из выражения (3-24)

h т = Рпол Р2 = 89,6(89,6 + 19) = 0,825

Рис. 4.6. Коэффициент диафрагмирования	Рис. 4.7. Зависимость удельного электрического
	сопротивления меди от температуры

3. Электрический расчет индуктора в горячем режиме

Глубину проникновения тока в материал индуктора (r1 = 2×10-8 Ом×м, см. рис. 4.7) определяем по номограмме или из выражения (7-3)

D 1 = 503r 1 f = 5032 × 10- 82400 = 1,45 × 10- 3 м

Активное и реактивное сопротивления индуктора находим по уравнению (7-1)

p (0,4

+ 1,45 × 10

- 3

)

= x

= r

p D1

= 2 × 10- 8

1 D 1h1

1,45

× 10- 3 × 0,43

0,9

1в

k з.и.

0,047 × 10- 3 Ом / виток2

Глубина проникновения тока в материал загрузки (по рис. 4.8. r2 = 137×10-8 Ом×м) из выражения (3-27):

D 2 = 503r 2 m ¢2f = 503137 × 10- 82400 = 12 × 10- 3 м

Относительный радиус расплава определяем по формуле (7-5)

	2 =	D2			=	0,28	= 16,5
R
						2 × 12 × 10- 3
			2D	2

По рис. 3.7 находим yа = yр = 0,06.

Рис. 4.8. Зависимость удельного электрического сопротивления некоторых металлов от температуры

Активное и реактивное сопротивление загрузки определяем по формуле

(7-4)

r = x

r 2D22

137 × 10− 8 × 0,282

0,06 =

2в

(12 × 10− 3 )2 × 0,39

D 22h¢2

= 0,257 × 10− 3 Ом / виток2

Реактивное сопротивление воздушного зазора находим по уравнению (7-

10)

x3 = 2p 3	D2	- D2	f10− 7 = 2p 3	0,42 - 0,282	2400 × 10	− 7	=
	1	2		0,39
		h¢2

= 3,1× 10− 3 Ом / виток2

По отношению D1/h1 = 0,40/0,43 = 0,93 находим значение коэффициента Нагаока (см. рис. 3.8) k1 = 0,7.

Реактивное сопротивление пустого индуктора определяем по формуле (7-14)

x10 = 2p 3	D2f	× 10− 7 = 2p 3	0,4	2	2400 × 10	− 7	× 0,7 = 3,87 × 10− 3	Ом / виток2
	1		0,43
	h1

Реактивное сопротивление обратного замыкания находим по уравнению (7-11)

x		= x			h1			= 3,87 × 10− 3	0,432	= 10,6 × 10− 3 Ом / виток2
x	0	= x	10 h	1	- k	1	h¢	= 3,87 × 10− 3	0,43 - 0,7 × 0,39	= 10,6 × 10− 3 Ом / виток2
				1		1	2

Коэффициент приведения параметров загрузки к току индуктора определяем по формуле (7-15)

Спр =

ö 2

ш.в.

x0 ø

= 0,585

0,257 × 10− 3

0,257

× 10− 3 +

3,1× 10− 3 ö

− 3

10,6 × 10

Приведенные активное r2¢ и реактивное х'2 сопротивления загрузки находим по уравнениям (7-16) и (7-17), Ом/виток2:

r¢

= С

r = 0,585× 0,257 × 10− 3

=0,15∙10

-3

пр 2

(x2.в. +

x3 )

= 0,585[(0,257 × 10− 3 + 3,1× 10− 3 )]+

x¢2 =

Спр ê

(x2.в.

x3 ) +

+ r2

(0,257 × 10− 3 +

3,1× 10

− 3 )2 + (0,257 × 10− 3 )2

2,59 × 10−

10,6 ×

10− 3

Эквивалентные активное rэ и реактивное хэ сопротивления системы индуктор – расплав, Ом/виток2, определяем по формуле (7-18):

rэ = r1 + r2¢ = 0,047 × 10− 3 + 0,15 × 10− 3 = 0,197 × 10− 3 xэ = x1в + x¢2 = 0,047 × 10− 3 + 2,59 × 10− 3 = 2,637 × 10− 3


z	э	=	r2	+	x2	= (0,1972 + 2,6372 ) × 10− 6	= 2,64 × 10− 3
	э		э		э

Электрический к. п. д. индуктора с загрузкой находим по уравнению (7- 19): hэ = r¢2 /rэ = 0,15×10-3/0,197×10-3 = 0,76.

Коэффициент мощности индуктора с загрузкой определяем по формуле (7-

20): cos j = rэ /zэ = 0,197×10-3/2,64×10-3 = 0,075.
Активная мощность источника				питания
Pf =	Pпол		=	89,6	= 159 кВт
	h эh тh	всп		0,76 × 0,825 × 0,9

Здесь коэффициент hвсп, учитывающий электрические потери в короткой сети, в конденсаторной батарее и в других элементах установки принят равным

hвсп » 0,9.

Выбираем тиристорный преобразователь частоты типа ТПЧ-160-2,4 мощностью 160 кВт.

Выходное напряжение источника питания принимаем равным U = 900В. Число витков индуктора при этом напряжении определяем по формуле (7-21):

			0,075
w = U cos j Риzэ	= 900				= 14,5
		(89,6	+ 19) × 103 ×	2,64 × 10− 3

Ориентировочную высоту индуктирующего витка находим по уравнению (7- 22):

h¢в = hw1 k з.и. = 140,43,5 0,9 = 26,7 × 10− 3 м

По сортаменту выбираем трубку диаметром 26 мм при числе витков w = 14. Тогда окончательно имеем коэффициент заполнения

k з.и =	26 × 10− 3	× 14	= 0,85
	0,43

и номинальное напряжение печи

Uн = 900 1414,5 = 870 В

Активное rи, реактивное хи и полное zи сопротивления индуктора, Ом, определяем по формуле (7-23)::

rи = rэ×w2 = 0,197×10-3×142 = 0,038; хи = xэ×w2 = 2,637×10-3 ×142 = 0,515; zи = zэ×w2 = 2,64×10-3 ×142 = 0,510.

Силу тока в индукторе находим по уравнению (7-24) I1 = U/zи = 870/0,516 = 1680 А.

Настил тока в индукторе определяем по формуле (7-25)

Ни =	I1ω	= 1680	14	= 54,7 кА / м
	h1		0,43

Активную мощность, подведенную к индуктору, находим по уравнению (7-26)

Ри = U×I×cosj = 870×1680×0,075 = 109,5 кВт.

4. Расчет водоохлаждения индуктора

Электрические потери в индукторе определяем по формуле (7-28)

Рэ.и= Pи [(1-hэ) + 0,5hx/h1] = 109,5 (1 – 0,76) = 26,3 кВт. Суммарные потери, отводимые охлаждением индуктора, находим по урав-

нению (7-27)

Рохл = 26,3 + 16,2 = 42,5 кВт.

Приняв tвх = 20° С и tвых = 50° С, определим потребный расход охлаждающей воды по формуле (7-29)

Qохл = 0,24	Рохл	10− 6 = 0,24	42,5× 103	× 10− 6	= 0,34 × 10− 3 м3 / с
	Твых - Твх		50 - 20

Диаметр канала охлаждения при толщине стенки трубки 3 мм Dв = 26×10-3

– 6×10-3 = 20×10-3 м, а площадь его сечения Sв = p (20×10-3)2/4 = 314×10-6 м2. Скорость воды в канале охлаждения определяем по формуле (7-30)

vв = Qохл/Sвnв = 0,34×10-3/З14×10-6 = 1,08 м/с. Кинематическую вязкость воды находим по рис. 3.9

nв = 0,75×10-6 м2/с

и число Рейнольдса

Rе = 1,08×20×103/0,75×10-6 = 2,88×104. Следовательно, движение воды турбулентное, т. е. Re > 104

Коэффициент трения определяем по формуле (7-36)

x = 0,316/(Re)0,25 = 0,316/(2,88×104)0,25 = 0,024.

Коэффициент сопротивления повороту струи находим по табл.3 при D1/DB = 0,40/0,02 = 20×xпов = 0,144.

Коэффициент увеличения сопротивления примем kш = 2,5.

Потери напора по длине трубки индуктора, кПа, определим по формуле (7-

34)

D p = w

(x k ш

x пов ) =

dв.э.

p (0,4

+ 0,026)

= 14

1,082

0,024

× 2,5

0,144

× 10

= 34

× 10− 3

Dp < Dpдоп = 200 Теплопроводность воды при tв.ср = 35°С находим по рис. 3.9

lв = 0,46 Вт/(м×К); температуропроводность αв = 1,5×10-7 и число Прандтля Рг = 4,6.

Критерий Нуссельта

Nu = 0,023 (2,88×104)0,88 ·4,60,4 = 155.

Коэффициент теплоотдачи от стенки индуктора к воде определяем по формуле (7-39)

a в = Nu	λ в	= 155	0,46	= 3,57 кВт /(м × К)
			20 × 10− 3
	dв.э.

Величину потерь, которые могут быть отведены охлаждающей водой, находим по уравнению (7-36)

Рв = aв (Тст – Тср)×Пвldwkв = 3,57 (60 – 35) p20×10-3×pО,426×14×0,75 = 78,6 кВт Поскольку соблюдается условие (7-42) Рохл < Рв, расчет охлаждения можно

закончить.

5. Расчет конденсаторной батареи

Выбираем тип конденсаторов по табл. 4. Принимаем конденсатор типа ЭСВ - 1 - 2,4 с номинальным напряжением 1000 В и емкостью 19,9 мкФ.

Реактивная мощность конденсаторной батареи, необходимая для компенсации cos j установки до cos jк (напомним, что при питании от ТПЧ cos jк » 0,6)

Рк.б. = 109,5 (tg j – tg jк) = 1,6×10 Вар. С учетом недоиспользования банок по напряжению:

Рк.б. = 1,6 × 10	3	æ	1000	ö 2	= 2,1× 10	3	кВар
Рк.б. = 1,6 × 10		ç	870	÷	= 2,1× 10		кВар
		è	870	ø

Емкость конденсаторной батареи определяем по формуле (7-56)

	Р		2,1× 103
С =	к.б.	=	2π 2400 × (8702 )	= 185 мФ
	2π fUи2

Число банок находим по уравнению (7-57)

Nб = Ск.б./С1,0 = 185/19,9 = 9,2.

Принимаем Nб = 10.

Электрические потери в конденсаторной батарее определяем по формуле (7-58)

Рэ.б = Рк.б.tgd = 2,1×103×0,8×10-2 = 16,8 кВт.

6. Энергетический баланс установки.

Электрические потери в индукторе определим по формуле (7-60)

Рэ.и = I12r1 = (1680)2×0,047×10-3×142 = 25,8 кВт. Потери в конденсаторной батарее

Рэ.б = 16,8 кВт.

Потери в токоподводе можно ориентировочно принять

Рток = 0,05Р = 0,05×160 = 8 кВт.

Мощность, забираемую от преобразователя, определяем по формуле (7-66) Рf = Pэå+Р2 = 25,8 + 16,8 + 8,0 + 89,6 + 19,0 = 160 кВт.

Электрические потери в источнике питания находим из выражения (7-65)

и.п

- 1

= 160

- 1

= 13,5 кВт

f ç

h пр

0,92

Активную мощность, потребляемую установкой от сети, определяем по формуле (7-68)

Рс = Рf + Pи.п. = 160 + 13,5 = 173,8 кВт.

Общий к. п. д. плавильной установки находим по уравнению (7-69) hУ = РПОЛ/РС = 89,6/173,5 = 0,52.

Удельный расход электроэнергии определяем по формуле (7-72) q = qк/hy = 0,37×103/0,52 = 710 кВт×ч/т.

Длительность плавки находим из выражения (7-73)

tпл = Gслq/Рс = 160×710×10-3/173,5×103 = 0,66 ч. Производительность установки по расплавлению и перегреву определяем

по формуле (7-74)

g = Gсл/tпл = 160×10-3/0,66 = 0,243 т/ч.

Фактическая производительность (с учетом вспомогательного времени, tвсп) g = 160×10-3/(0,66 + 0,14) = 0,2 т/ч.

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 / 1211 12 > Следующая >>>

Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]

#
14.02.20152.8 Mб23ИДЗ Техника дифф-я.doc
#
14.02.2015325.12 Кб92ИДЗ.doc
#
15.11.20193.63 Mб3ИДЗ_БИ2012.doc
#
14.02.2015493.9 Кб132Инвестиции-практикум.pdf
#
26.11.2019177.15 Кб2инвестиций.doc
#
14.02.2015873.33 Кб441индукц. печи.pdf
#
12.03.20163.43 Mб29инженер.doc
#
14.02.20151.02 Mб143ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МИКРОСКОПЫ.docx
#
05.12.2018280.58 Кб6Интернет клуб Информатор .doc
#
14.02.2015797.18 Кб305Интернет экзамен.doc
#
18.09.2019224.26 Кб4Инф системы.doc