Готовбк при остановках печи; повышенной теплопроводностью футеровки индуктора; большим зазором между заготовкой и индуктором; малой загрузкой или поломкой технологического агрегата; частой сменой типоразмеров заготовок; несоответствием дечения заготовок частоте тока; повышенными потерями в токопроводах за счет неправильного выбора их сечения и .конструкции; повышенными потерями в окружающих токопроводы металлоконструкциях (нагрев полями рассеяния); отбраковкой некачественно /нагретых заготовок при пуске установок, повторным нагревом.

Учет этих факторов позволит иметь более эффективную экономию электроэнергии, нежели замена преобразователей. Если даже принять КПД ТПЧ равным 94%, но учесть КПД питающего трансформатора (98%) и потери в линии передачи от этого трансформатора и в дополнительных конденсаторах (98,5%), получаем Т1тп,= 0,94-0,98-0,986 = 0,907-этой величине соответствует КПД ЭПЧ при 500 кВт 1000 Гц.

Но самой эффективной мерой снижения расхода электроэнергии является совершенствование самих индуктирующих систем Так, движение заготовок (прутков) в три-четыре ряда через овальные индукторы позволяет не только значительно сократить размеры печей, уменьшить тепловые потери за счет уменьшения веса водоохлаждаемой меди индуктора и взаимного подогрева заготовок, но и повысить КПД индуктора до 0,9. Тогда реальный расход электроэнергии от сети 50 Гц при нагреве стали под пластическую деформацию в установившемся режиме, кВт ч/т;

-218/(„г, ti,t)„p) = 218/(0.9-0,98-0,97-0,907) 280.

Потери в сети 50 Гц, вызываемые ее засорением гармоника; ми от применения ТПЧ и СЧГ, обнаруженные эксплуатационниками, особенно при выходе из строя приводных двигателей, подключенных к этой же сети, и в первом приближении изученные [4], в настоящей работе не учитываются.

Глава 4

ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ МЕЖДУ ЗАГОТОВКОЙ И ИНДУКТОРОМ

При индукционном нагреве стальных прутков, особенно ферромагнитных, наблюдается их перемещение вдоль оси индуктора без воздействиЭмеханическими приспособлениями или, наоборот, скольжение поддерживающих роликов печного рольганга без перемещения прутка. Поэтому в проходных индукцион-

ных печах применяют или магнитные, или прижимные ролики. Для определения усилия роликов необходимо оценить взаимодействие между индуктором и прутком.

Осевые и радиальные электромеханические силы магнитного поля цилиндрического индуктора, действующие на пруток, можно определить методом подвешивания при значениях напряженности магнитного поля до 3500-4000 А/см различных положениях торца прутка относительно торца индуктора.

Известно, что немагнитные прутки выталкиваются из индуктора, ферромагнитные - втягиваются. Опытами установлено, что максимальные электродинамические усилия соответствуют положению торца прутков в середине длины индуктора. Для инженерного расчета втягивающих усилий, кг, по данным табл. 18, может быть применена следующая эмпирическая формула:

0 = (- 0,17 - 2,8 дг + 3,1 д: (1 - 10 -2 ) 10-* (, (43)

где X - относительное в долях длины индуктора расстояние от торца прутка до свободного от прутка торца индуктора; ?2, /?1 - радиусы прутка и индуктора, см; / -ток индуктора, А; W- число витков индуктора; /, - длина индуктора, см.

Максимальные осевые силы, кг, соответствующие х = /,/2, можно рассчитать по упрощенной формуле:

Таблица 18

Экспериментальные втягивающие усилия при индукциоииом нагреве ферромагнитных цилиндрических прутков

при различных отношениях/?« ?, (}/2/?2/Aj =4-!-5)

I /•ша1 = б(«з ?,-0,1)ЯЗ/-10-\ (44)

где Н - напряженность магнитного поля индуктора, А/см, предопределенная током в индукторе.

Так, нри R2/R1 = 0,79; Н = 200 А/см; F„„ = 50 кг (опыт показал 48 кг). Отклонение завиоимости F=f(H) от квадратичной можно объяснить тем, что фактическая напряженность магнитного поля вокруг втягиваемого конца ферромагнитного прутха отличается от рассчитанной по току в индукторе, а также изменением потокосцепления по мере продвижения прутка.

Выталкивающие усилия немагнитных прутков, пропорциональные квадрату напряженности поля, лри Н = 200 А/см

/?, ?, .............. 0,5 0,64 0,73 0,87

/2"Л»/Д,............... . . 5,5 7 8 0,5

F„ кг.................4,3 8 11 23

Прн несимметричном расположении npjiffKa в индукторе возникают радиальные силы Рц, притягивающие заготовку к катушке индуктора, направленные в сторону наименьшего зазора, Максимальные усилия при значениях К2/?2/Д2 > 3 и

2/1 > 0,3 соответствуют полному приближению прутка к катушке и практически не зависят от указанных соотношений R2, Да и Ri. Напряженности Н = 200 А/см соответствует Fftmax = = 10 кг. Для расчета усилий при других значениях Н следует помнить, что согласно опытным данным зависимость f/?тах от Н прямо пропорциональна, зависимость Рц от наименьшего зазора между прутком н индуктором - обратно пропорциональна.

Для определения Н необходимо знать удельную мощность ро и размеры индуктора. При нагреве прутков в проходных индукционных печах двухзональным режимом удельные мощности однозначно определяются по работе [2]. При расчете электродинамического взаимодействия между индуктором и прутком, длина которого всегда больше длины индуктора, следует учитывать мощности первой («холодной») зоны печи, так как во второй («горячей») зоне удельные мощности в несколько раз меньше, чем в первой зоне, и коэффициент трения а горячего прутка по стальному ролику рольганга или стальной направляющей в индукторе значительно выше.

Принимая коэффициент трения стали по стали а = 2, определим минимальную длину прутка, при которой начинается его скольжение по роликам рольганга, если нет прижимных роликов. Это условие можно записать в виде неравенства:

«О> = 8-10-* {d/di - 0,1)KЯ (45)

где G = 6,lrf2/, 10-3 -масса:прутка, кг.

Таблица 19

Основные параметры первой зоны проходных индукционных печей прн иагреве стальных прутков диаметром

ри производительности 10 т/ч.

**Длиаа прутка, прн которой ие требуются прижимнме ролики.

Тогда

/min > 65,5- I0»(l0/(d, d2) - l/dil VHt

Результаты расчета с учетом реальных зазоров между индуктором и прутком приведены в табл. 19. Поскольку практические пределы длин индукторов в проходных индукционных печах составляют 250-700 мм, при нагреве прутков диаметром более 140 мм нет необходимости учитывать электромеханическое взаимодействие между индуктором и прутком. При нагреве прутков диаметром меньше 140 мм необходимо предусматривать прижимные ролики, которые должны скомпеиснровать усилие fs >F„„-aG.

При измерении парметров индуктора по мере выхода прутка из индуктора было установлено, что активное сопротивление индуктирующего токопровода (катуш1ки индуктора) уменьшается почти вдвое прн относительно малых зазорах между индуктором и прутком Это можно объяснить эффектом «близости» индуктирующего и индуктируемого тока. Без прутка распределение тока по сечению трубки индуктора рассредоточенное, так как начинают «работать» радиальные стенки трубки. Это явление снижает электрические потери в индукторе в пусковых и наладочных режимах работы печи.

ИЛОЖЕНИЯ

Приложение I

Глубина проникновения тока й, см

Приложение 2

Глубина проникновения тока Аз, см, в холодную углеродистую сталь (ps = 18-10--» Ом-см) и уделмой мощности /»о, Вт/см, при разных значениях напряженности магнитного поля индуктора Н, Л/см

Частота тока, Гц

Продолжение прил. 2

Приложение 3

Время иагрева, с, стальных прутков диаметром до температуры иа поверхности 1250° С и в центре заготовки 1150° С

2 3 4 5 6 7 8 10 12 14 16 18 20

Обычный индукционный нагрев

Ускоренный нагрев (при постоянной температуре на поверхности)

Частота тока, кГц

0.5 I 1 I 2,4 4 I 8 I 10 I 0,5 [ 1 I 2.4 [ 4 8

22 50 72 101 162 295 467 681 936 1232 1568

30 60 96 160 202 350 538 767 1038 1349 17001

13 26 . 43 86 123 175 243 403 605 848 1141 1456 1822

15 36 - -50 93 134 194 259 425 632 880 1170 1-500 1870