Название: Электротехнологические установки и системы - Методические указания (Л.Н. Ветчакова)

Жанр: Технические

Просмотров: 1123


3. методика выполнения расчета

Исходные данные для расчета

3.1.1. Исходными данными к расчету параметров печи являются: технические и физические характеристики  расплавляемого металла: марка металла, плотность расплава в жидком состоянии γ2, температура плавления tпл и температура разливки расплава tр (табл. 3.1), теплосодержание q2 и q1 при температуре разливки и начальной температуре соответственно, удельное электросопротивление rм.

3.1.2. Полезная емкость печи Gпол и время плавки τпл либо производительность печи g и время плавки τпл, время загрузки τз, время разливки расплава τр.

3.1.3. Параметры питающей сети (напряжение U1).

3.2. Электрический расчет

При разработке новой индукционной канальной печи электрический расчет проводится в два этапа.

Первый – предварительный расчет, в котором определяются основные геометрические размеры системы «индуктор-садка» (в этом расчете предварительно задается cos φ индукционной единицы).

Второй – поверочный расчет, в котором рассчитываются основные электрические параметры печи. Критерий правильности электрического расчета – совпадение (с требуемой точностью) значений естественного cos φ индукционной единицы, полученного в результате поверочного и принятого в предварительном расчете.

3.2.1. Определение мощности печи

Принцип действия канальной печи требует постоянно замкнутой вторичной цепи, что определяет необходимость остаточной емкости в печи после разливки. У плавильных печей остаточная емкость составляет 30…45\% емкости печи, а у миксеров она может достигать 60…70 \%.

Если обозначим через G0 остаточную емкость в процентах, то полная емкость печи равна:

где Gпол – полезная сливаемая емкость печи, т.

                                                                                                                                                                                                                    

   Таблица 3.1

ПАРАМЕТРЫ РАСПЛАВЛЯЕМЫХ МЕТАЛЛОВ И ХАРАКТЕРИСТИКИ КАНАЛЬНЫХ ЭЛЕКТРОПЕЧЕЙ

 

 

Расплавляемый

металл

 

 

Температура

плавления

металла, °С

 

 

Температура

разливки

металла, °С

Плотность расплава, кг/м3××

Удельное электросопротивление расплава, 10-8 Ом×м

Плотность тока в плавильном канале

106 А/м2

Удельная мощность, выделяемая в канале, 103 кВт/дм3

 

 

Естественный   cosj печи

 

 

Общий КПД печи

 

 

Степень черноты расплава

 

Медь

 

Томпак (90\% Cu + 10\% Zn)

Латунь (67,5\% Cu + 32,5\% Zn)

Бронза (93\% Cu + 3\% Zn + 4\%Sn)

Алюминий*

 

Цинк

 

Чугун**

 

 

1083

 

1045

 

920

 

1060

 

658

 

419

 

1100-1200

 

1160…1250

 

1160…1250

 

1035…1140

 

1280…1295

 

700…750

 

500

 

1350…1550

 

8300

 

8200

 

8000

 

8000

 

2400

 

6500

 

6700

 

21

 

28

 

40

 

35

 

24

 

35

 

127

 

15

 

10

 

4/10

 

10

 

3,5/8,0

 

40…60

 

40…60

 

40…60

 

40…60

 

8/15

 

60…80

 

70…90

 

0,4…0,5

 

0,4…0,5

 

      0,6…0,75

 

0,6…0,75

 

0,30/0,25

 

0,4…0,50

 

0,5…0,65

 

0,6…0,72

 

0,75...0,85

 

0,75…0,9

 

0,7…0,8

 

0,6…0,85

 

0,8…0,90

 

0,8…0,86

 

0,17

 

0,6

 

0,6

 

0,6

 

0,25…0,3

 

0,65...0,75

  *  Числитель - печи с вертикальными каналами; знаменатель - с горизонтальными.

** Числитель - в режиме миксера, знаменатель - в плавильном режиме.

Если полезная емкость печи исходно не задана, а известна производительность печи g, т/час, то рассчитать полезную емкость можно по выражению:

где τпл – время плавки; τз – время загрузки шихты; τр – время разливки расплавленного металла, соответственно, час.

Объем ванны печи от уровня «болота» до верхнего уровня расплава:

где γ2 – плотность металла в расплавленном состоянии, кг/м3.

Полезная мощность печи:

Вт,

где q2 - теплосодержание расплава при температуре разливки, кВт·ч/кг (см. рис.3.1.); q1 – теплосодержание нагреваемого металла при начальной температуре нагрева (для плавильной печи при , а для миксера при температуре металла, соответствующей моменту поступления расплавленного металла в миксер – как правило, за такое значение принимают температуру плавления расплавленного металла tпл).

Задаются значения электрического КПД индукционной единицы ηэл и теплового КПД печи ηт:

ηэл = 0,95;                            ηт = 0,85…0,9.

При выборе величины ηт учитывают, что более высокие значения теплового КПД относятся к печам большей емкости.

Активная мощность печи:

.

 

 

Рис. 3.1. Зависимость теплосодержания различных

металлов от температуры

 

Затем выбирается конструкция и форма ванны, которые определяются технологическими особенностями расплавления металла и емкостью ванны.

 

3.2.2. Расчет геометрических  параметров

подового камня (предварительный расчет)

Расчет параметров подового камня проводится на одну индукционную единицу. Эскизы подового камня различных индукционных единиц приведены  в  [2] и выбираются в соответствии с исходным заданием на проект и вычерчиваются студентами в соответствии с рассчитанными геометрическими параметрами.

1) Задаемся cos φ индукционной единицы:

                cos φ = 0,7…0,8 – для чугуна;

                cos φ = 0,5…0,6 – для цинка;

                cos φ = 0,64…0,7 – для латуни и бронзы;

                cos φ = 0,4…0,45 – для меди;

                cos φ = 0,3…0,4 – для алюминия.

Коэффициент мощности имеет большее значение для индукционной единицы большей мощности.

2) Количество индукционных единиц и их мощность.

Число индукционных единиц m выбирают, исходя из мощности печи, с учетом условий их размещения при принятой конструкции ванны. Мощность однофазной единицы может достигать 1000 кВт, но во избежание несимметрии напряжений в питающей сети уже при мощности печи 250…300 кВт следует переходить к двух- или трехфазным единицам либо применять несколько однофазных единиц.

Опыт промышленного использования ИКП без транзитного течения металла в канале (в основном технологических особенностей расплавляемого металла и получаемых в результате требований к конструкции подового камня) показывает, что можно рекомендовать следующие наиболее рациональные мощности индукционных единиц Ри:

Ри = (300÷350)·103 Вт – для меди;

Ри = (350÷400) ·103 Вт – для латуни;

Ри = 250·103 Вт – для цинка;

Ри = 200·103 Вт – для алюминия;

Ри = 500·103 Вт – для чугуна.

Если индукционная единица сдвоенная, то ее мощность удваивают.

При организации транзитного течения расплавленного металла в канале мощность индукционной единицы увеличивается в 2÷2.5 раза.

Количество индукционных единиц определяется из выражения:

, шт.

Значение "m" округляется до целого значения и после этого уточняется мощность индукционной единицы.

Следует иметь в виду, что для индукционных канальных печей барабанного типа число индукционных единиц должно быть четным.

3) Сечение стержня печного трансформатора (т.е. магнитопровода индукционной единицы) вычисляется по формуле:

, м2,

где Ψ – отношение массы стали магнитопровода к массе меди индуктора; δ1 – плотность тока в индукторе; при водяном охлаждении рекомендуется принимать значение Ψ = 25…30 – для печей, плавящих медь, алюминий, цинк, Ψ = 70…80 – для чугуна, а плотность тока ; при воздушном соответственно Ψ = 5…25, а плотность тока ; Вм – магнитная индукция в стержне магнитопровода, Тл; магнитная индукция для рассматриваемого расчета выбирается по ее предельному значению, соответствующему насыщению стали магнитопровода. В среднем для большинства трансформаторных сталей можно принимать Вм = 1,1…1,2 Тл; f – частота тока в индукторе, Гц; С1 – коэффициент, зависящий от конструкции трансформатора печи; для предварительного расчета можно принимать следующие его значения:

                С1 = 0,35 – для броневого однофазного трансформатора;

                С1 = 0,30 – для стержневого однофазного трансформатора;

                С1 = 0,20 – для стержневого трехфазного трансформатора;

                С1 = 0,18 – для броневого трехфазного трансформатора.

4) Сечение магнитопровода с учетом изоляции между пластинами можно определить по выражению:

, м2,

где kзм = 0,85…0,93 – коэффициент заполнения магнитопровода, учитывающий наличие электроизоляции между листами магнитопровода, значения которого приведены в табл. 3.2.

 5) Форма и размеры сечения сердечника магнитопровода.

При цилиндрической форме индуктора сердечник магнитопровода в поперечном сечении выполняется ступенчатым. Диаметр окружности, описывающей такой сердечник (т.е. внутренний диаметр электроизоляционной гильзы) определяется по формуле:

, м2,

где kф – коэффициент заполнения окружности сердечника, который зависит от числа ступеней. При трех ступенях kф = 0,8; при 5…6 ступенях kф= 0,83…0,88; при квадратном сечении (без ступеней) kф = 0,64.

Таблица 3.2.

Коэффициент заполнения магнитопровода

Тип электроизоляции

Толщина стального листа, мм

0,35

0,5

Бумага толщиной 0,03 мм

Лак толщиной     0,01 мм

0,85

0,9

0,88

0,92

 

6) Число витков индуктора рассчитывается по выражению:

, витков,

где U1 – напряжение в индукторе, которое выбирается по параметрам источника питания, В [3, 4].

7) Ток в индукторе:

, А.

8) Сечение токонесущей части медной трубки индуктора.

Сначала определяем минимальное допустимое значение площади токонесущей части трубки по формуле:

, м2.

Для полученного значения сечения выбираем параметры реальной профилированной трубки из условия:

, м2,

где  – сечение активной части профилированной трубки (см. рис. 2.4, табл. 2.1 и 2.2), м2.

Толщина стенки С выбирается из условия:

,

где Δ1 – глубина проникновения электромагнитной волны в материал индуктора, м.

Последнее условие обеспечивает минимально возможные электрические потери в трубке индуктора.

В настоящее время для изготовления индуктора (особенно в печах малой мощности) часто применяют не профилированные, а равностенные трубки. В этом случае радиальный размер толщины стенки трубки . При таком исполнении получается повышенная величина электрических потерь в индукторе. Сечение токоведущей части трубки рассчитывается по выражению

, м2.

9) Внутренний диаметр индуктора:

, м,

где bг – толщина электроизоляционной гильзы, находящейся между индуктором и магнитопроводом, м; рекомендуется следующий диапазон ее изменения bг = 0,005…0,01 м.

10) Средний диаметр активной части индуктора:

, м,

где В – радиальный размер трубки индуктора, м.

11) Наружный диаметр индуктора:

, м.

12) Высота индуктора:

, м,

где аиз = (0,001…0,002) – толщина межвитковой изоляции, м;

 А – осевой размер трубки индуктора, м.

13) Ток в канале:

Iк = WI1, А.

14) Площадь сечения канала:

,

где δк – плотность тока в канале, которая не должна превышать предельного значения. Предельные значения плотности тока определяются предельными удельными мощностями, которые можно ввести в расплавляемый металл, не ухудшая технологический процесс и не перегревая  плавильный узел.

Плотность тока выбирается в соответствии с допустимой удельной мощностью, выделяемой в расплаве

, А/м2,

где rм – удельное электрическое сопротивление расплавляемого металла, Ом×м; Рк. уд – удельная мощность; для различных металлов она имеет следующие значения:

                               для меди Рк. уд = 50×106 Вт/м3;

                               для алюминия Рк. уд = (4…6)×106 Вт/м3 - для печей с вертикальными каналами;

                    для алюминия Рк. уд = (12…15)×106 Вт/м3 - для печей с горизонтальными каналами;

                               для чугуна Рк. уд = (40…50)×106 Вт/м3.

15) Толщина футеровки bф между каналом и индуктором выбирается в следующих пределах:

                bф=65…70 мм – для цинка, меди;

                bф=70…120 мм – для алюминия;

                bф=120…140 мм – для чугуна.

Указанная толщина выбирается исходя из соображений максимально возможного естественного cos φ с учетом гидростатического давления в канале и прочности футеровки.

16) Внутренний диаметр канала:

, м

где bз – радиальная толщина кольцевого зазора между индуктором и футеровкой подового камня (этот зазор предназначен для прокачки по нему охлаждающего воздуха от вентиляционной системы). Рекомендуется выбирать bз = 0,02…0,03 м.

17) Радиальная толщина канала b2 выбирается из условия максимально возможного электрического КПД и cos φ, которые обеспечиваются при выполнении неравенства

, м

где – глубина проникновения электромагнитной волны в расплавленный металл, м.

Только при выплавке алюминия по технологическим соображениям (для увеличения времени зарастания каналов) радиальная толщина канала принимается равной

, м.

Осевой размер канала прямоугольного сечения рассчитывается по формуле:

, м.

Осевой размер канала должен быть в пределах , м. При   целесообразно применять два и более параллельных канала, разнесенных на расстояния  друг от друга. Такое усложнение конструкции подового камня требуется для увеличения его механической прочности.

3.2.3. Расчет электрических параметров

плавильного узла (проверочный расчет)

1) Активное сопротивление индуктора:

,

где kr = 1,15 – коэффициент, учитывающий увеличение активного сопротивления за счет поверхностного эффекта на частоте тока f = 50 Гц; ρ1 – удельное электросопротивление материала трубки индуктора (медь, при температуре 60 ˚С), Ом·м.

2) Активное сопротивление расплавленного металла в канале и ванне:

, Ом,

где ρ2 – удельное сопротивление расплавленного металла, Ом·м; kпэ – коэффициент, учитывающий неравномерное распределение переменного тока по сечению канала за счет поверхностного эффекта (рис. 3.2); lк – длина канала по его осевой линии, м;

lв – расстояние между устьями канала по дну ванны (см. эскиз печи [2] ), м; Sк – поперечное сечение канала, м2: при расчете печи для плавки алюминия вместо сечения канала Sк требуется подставить сечение токонесущего слоя .

 

Рис. 3.2. Коэффициент, учитывающий влияние поверхностного эффекта на активное сопротивление проводника:

а) круглого сечения (S – площадь поперечного сечения);

б) прямоугольного сечения;

3) Поперечное сечение потока рассеяния.

При контуре канала, близком к окружности, поперечное сечение рассчитывается по формуле:

, м,

где - средний (расчетный) диаметр зазора между индуктором и каналом, м;

, м,

где С – толщина токонесущей стенки индуктора, м.

При контуре канала, отличном от окружности, площадь сечения потока рассеяния определяется как разность площадей, образованных усредненными контурами индуктора и канала.

4) Индуктивное сопротивление системы индуктор-канал:

, Ом,

где  - коэффициент Роговского, учитывающий конечную длину системы индуктор-канал;  – коэффициент, учитывающий увеличение индуктивного сопротивления вследствие различия размеров индуктора и канала; .

5) Активное сопротивление системы индуктор – канал:

6) Полное сопротивление системы индуктор – канал:

.

7) Коэффициент мощности индукционной единицы:

.

8) Ток в индукторе:

.

Убедившись, что исходно заданное значение коэффициента мощности cos φ и рассчитанная в разделе 3.2.2. величина тока индуктора I1 совпадают в пределах требуемой точности с их новыми расчетными значениями, продолжают расчет.

Если ток I1 в проверочном расчете оказался меньше его значения, полученного в приближенном, то необходимо пересчитать оба расчета, увеличив величину Ψ. Если ток I1 больше, чем в предварительном расчете, то пересчитываются оба расчета с уменьшенным значением Ψ.

Если cos φ не совпадает, то нужно изменить толщину футеровки между каналом и индуктором.

Кроме этого, для обеспечения сходимости тока I1  и cos φ можно варьировать величину плотности тока δ.

 

3.3. Тепловой расчет

3.3.1. Задачи расчета:

– определение тепловых потерь с боковой поверхности электропечи;

– определение тепловых потерь со свода электропечи;

– определение тепловых потерь с подовой части электропечи;

– определение тепловых потерь через крышку электропечи;

– определение тепловых потерь излучением;

– определение тепловых потерь индукционной единицы;

– определение общих тепловых потерь.

3.3.2. Данные для расчета:

– температура внутри электропечи, °С – t1 =  tпл .

– температура окружающей среды, °С – tж = 20°С.

      – теплофизические характеристики материалов, используемые для футеровки ванны печи и подового камня.

3.3.3. Расчет тепловых потерь

1) Тепловые потери с боковой цилиндрической поверхности электропечи:

, Вт,

где aS ‑ коэффициент теплоотдачи излучением и конвекцией с наружной поверхности печи, Вт/(м2×°К) (рис. 3.3) [5]; di ‑ внутренние диаметры каждого слоя футеровки, м; L ‑ средняя высота или длинна футеровки, м; dn ‑ диаметр наружной поверхности боковой стенки, м2; li - коэффициент теплопроводности i-го слоя футеровки, Вт/(м×К) (табл. 3.3); n – число слоев футеровки свода.

2) Тепловые потери со свода электропечи

Полагаем крышку плоской

, Вт,

где Fн – площадь наружной поверхности свода, м2; Fi ср – площадь среднего сечения i –слоя футеровки свода, м2; aS  ‑ коэффициент теплоотдачи естественной конвекцией и излучением с наружной поверхности свода, Вт/ (м2 × К); Si – толщина i-го слоя футеровки.

Рис. 3.3. Зависимость коэффициента теплоотдачи конвекцией

и излучением от температуры наружной поверхности футеровки

при температуре окружающей среды 20 °С

3) Тепловые потери через подину

 Вт.

Таблица 3.3

ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ФУТЕРОВОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Футеровка

Объемная масса, 103 кг/м3

Предельная рабочая температура, °С

Теплопроводность, Вт/(м×°С)

Шамот марки ШБ общего назначения

 

Шамот легковесный марки ШЛБ-1,3

 

Шамот легковесный марки ШЛБ-0,4

 

Набивка (диатомит, перлит)

 

Набивка (шамот кл. "Б")

 

Жаростойкий бетон

 

Кислая футеровка

 

Основная спекаемая набивная масса

 

Муллитокорундовая безусадочная масса

 

Огнеупорный бетон

 

Обмазка

 

Асбест

 

Асбоцемент

 

1,9

 

1,3

 

0,4

 

0,6

 

0,8

 

2,15…2,30

 

2,1…2,2

 

2,85

 

2,3

 

2,2

 

---

 

1.0…1.4

 

0,3…0,5

1350

 

1300

 

1150

 

900

 

1300

 

1200

 

1650

 

1700

 

1700

 

1400

 

1500

 

500

 

450

0,695 + 0,64×10-3 tср

 

0,5 + 0,36×10-3 tср

 

0,15 + 0,28×10-3 tср

 

0,1 + 0,23×10-3 tср

0,076 + 0,16×10-3 tср

0,72 + 0,5×10-3 tср

 

0,60 + 0,38×10-3 tср

 

0,45 + 0,38×10-3 tср

 

2,40 - 0,40×10-3 tср

 

1,1(400 … 1200°С) tср

 

2,0 - 0,65×10-3 tср

 

0,69(100 … 200°С) tср

 

0,13 + 0,26×10-3 tср

 

0,068 + 0,095×10-3 tср

 

 

4) Тепловые потери излучением с зеркала ванны

,    Вт,

где xи ‑ коэффициент диафрагмирования (см. рис. 3.4.); С0 – коэффициент излучения абсолютно черного тела, С0 = 5,7 (Вт/м2К4); e ‑ степень черноты расплава (см. таб. 3.1); F0 ‑ площадь загрузочного отверстия в своде печи, м2; Т1 = t1 + 273 и Тж = tж + 273 ‑ температура внутри печи и окружающей среды, К.

5) Суммарные тепловые потери через футеровку ванны печи

 Вт,

где kд – коэффициент дополнительных (неучтенных расчетом) тепловых потерь, обычно принимают kд » 1,1…1,2; kt - коэффициент, учитывающий время работы печи с закрытой крышкой, равен

kt = tпл / (tпл + tз + tр).

 

Рис. 3.4. Зависимость коэффициента диафрагмирования x от геометрических параметров загрузочного отверстия печи:

D2 - диаметр загрузочного отверстия, h0 - толщина стенки свода печи

 

6)  Расчет тепловых потерь в подовом камне

 

Тепловой поток теплопроводностью от канала к индуктору

, Вт

где Lки ‑ средняя длина (вдоль оси индуктора) футеровки между каналом и индуктором, м; t2 =200 °С ‑ температура внутренней поверхности подового камня, обращённой к индуктору; lф ‑ коэффициент теплопроводности футеровки подового камня, расположенной между каналом и индуктором, Вт/(м К) (см. табл. 3.3); aк ‑ коэффициент теплоотдачи вынужденной конвекцией от внутренней поверхности подового камня к потоку воздуха, охлаждающего подовый камень, Вт/(м2 К) [6].

 

Тепловой поток теплопроводностью от канала к наружной стенке подового камня

 Вт.

7)  Суммарные тепловые потери

.

 

3.4. Расчет магнитопровода

Магнитопровод или сердечник трансформатора печи изготавливается из листовой электротехнической стали.

Для индукционных канальных печей предпочтительней броневой тип магнитопровода, так как он обладает лучшими свойствами при трансформации на малые напряжения и большие токи, которые имеют место в каналах этих печей. Конструктивное оформление броневого сердечника, в свою очередь, позволяет более удобно и просто встраивать его в общую конструкцию печи, а также крепить к каркасу печи.

Стержень сердечника имеет ступенчатое сечение. Сечение ярма по соображениям простоты и дешевизны изготовления берется обычно прямоугольным. В броневом трансформаторе, у которого магнитный поток, идущий по стержню, при переходе в ярмо распределяется на две одинаковые ветви, сечение ярма должно быть вдвое меньше сечения стержня.

К устройству магнитопровода трансформатора предъявляются следующие требования:

– сердечник должен обеспечивать установку индуктора на стержень;

– для уменьшения магнитного сопротивления и намагничивающего тока, а соответственно и потерь в стали воздушные зазоры должны быть сведены до минимума.

1) Поперечное сечение ярма

, м2 ,

где Sс – сечение стержня печного трансформатора (см. 3.2.2).

2) Сечение ярма с учетом  изоляции

, м2.

3) Вес сердечника

Gc = y×Gм, кг,

где Gм = l1×Sтр×gм – вес индуктора, кг; l1 = p×Dиср×w – развернутая длина индуктора,  м; Sтр – площадь поперечного сечения трубки индуктора, занятого медью, м2;  = 8900 кг/м3 удельный вес меди, Dиср = Dи+В – средний диаметр индуктора, м; В – радиальный размер трубки индуктора, м (см. 3.2.2).

 4)Общая длина магнитопровода

, м,

где  gc = 7700 кг/м3- удельный вес стали.

5) Длина стержня

lст = 4Dг, м.

6) Длина ярма (при однофазном броневом сердечнике)

lя = lc-2lcт, м.

7) Размеры окон:

высота окна

h0 = lс ,  м;

ширина окна

, м

где b1 = 0,85×Dг – наибольшая ширина ступени сердечника, м.

 

Рис. 3.5. Удельные потери в электротехнической стали при толщине листа

 0,35 мм (а) и 0,5 мм (б):

1 - Э41; 2 - Э42; 3 - Э310; 4 - Э320; 5 - Э330

 

8)Потери в стали сердечника

Рм = рс×Вм2×Gc ,  Вт,

где рс – удельные потери в стали (см. рис. 3.5), Вт/м3;

, Т.

3.5. Расчет системы водоохлаждения индуктора

3.5.1. Основные требования к системам

 водоохлаждения

Значительная часть электрической энергии, потребляемой индукционными установками для плавки, расходуется на покрытие потерь. Во избежание перегрева и разрушения элементов конструкции печи (индуктора, магнитопровода), воспринимающих потери энергии, необходимо обеспечить интенсивный отвод избыточного тепла. Наиболее эффективным является водяное охлаждение, что определяется благоприятным сочетанием теплофизических свойств воды. Наряду с преимуществами водяному охлаждению свойственны определенные недостатки, такие как:

– усложнение конструкции охлаждаемых узлов;

– создание повышенной опасности в эксплуатации;

– требования обеспечения гарантированного водоохлаждения, непрерывного наблюдения за работой системы охлаждения и дополнительного обслуживания;

– снижение уровня электрической изоляции охлаждаемых элементов, находящихся под напряжением;

– предъявление строгих требований к качеству охлаждающей воды.

Независимо от способа охлаждения чистой воды в теплообменнике замкнутая система характеризуется следующими преимуществами:

а) ограниченное количество воды, содержащееся в системе, делает возможным и экономически целесообразным проведение специальной обработки природной воды – очистки ее от солей, иных вредных растворенных примесей и механических загрязнений;

б) использование для охлаждения элементов печи чистой воды устраняет образование накипи, засоров, повышает эксплуатационную надежность установки;

в) снижаются эксплуатационные расходы на обслуживание системы охлаждения и электропечи, а, следовательно, снижается себестоимость выплавленного металла.

В системах водоохлаждения по замкнутому циклу чистой воды могут быть применены различные способы отбора тепла и различные типы теплообменников – водо-водяное и воздушно-водяное.

Водо-водяные системы замкнутого охлаждения обладают существенными недостатками:

– коррозийное воздействие технической воды на элементы теплообменника и трубопроводов приводит к их износу, возникновению течей, к необходимости замены;

– наличие в технической воде значительных концентраций солей жесткости приводит к отложению накипи на омываемых ею поверхностях, ухудшению условий теплообмена и необходимости периодических очисток системы.

Водо-воздушные системы замкнутого водоохлаждения лишены этих недостатков, но имеют большие поверхности теплообмена.

Расход технической воды, поступающей в теплообменник, автоматически регулируется по температуре чистой воды, выходящей из теплообменника так, что обеспечивается постоянство температуры чистой воды на входе в индуктор.

3.5.2. Расчет водоохлаждения

Мощность отводимых водой потерь

Рв = Р1 + Рс,  Вт,

где Р1 – электрические потери в индукторе, Вт; Рс  – потери в стали сердечника магнитопровода, Вт.

Потребный расход воды

, м3/с,

где tвых  – температура воды на выходе из индуктора, °С;

 tвх  – температура воды на входе в индуктор, °С.

Для водопроводного охлаждения

 оС,  а  15 оС25 оС,

 при замкнутом цикле охлаждения

65 оС,  а  15 оС35 оС.

Гидравлический эквивалент диаметра канала водоохлаждения индуктирующего витка равен

, м,

где Sв – площадь сечения канала водоохлаждения, м2.

Скорость воды

, м/с,

где nв – число параллельных ветвей.

Средняя температура воды

tв = 0,5×(tвых - tвх), °С.

Критерий Рейнольдса

,

где nв – кинематическая вязкость воды (рис. 3.6.).

 

 

Рис. 3.6. Теплофизические свойства воды

 

Если не выполняется условие , то режим движения воды в канале ламинарный. В этом случае необходимо увеличить скорость воды для получения турбулентного режима.

Потери напора по длине канала охлаждения индуктора

 Н/м2,

где c –  коэффициент сопротивления при шероховатости первого рода

где qс – коэффициент зернистой шероховатости, в среднем

qс = 3 м.

Потери напора должны удовлетворять условию

 DРдоп ,

где DРдоп. = 2×105 Н/м2.

Критерий Нуссельта для турбулентного режима течения

Nu = 0,023×Re0,8×Pr0,4

где Pr – критерий Прандтля (рис. 3.6).

Коэффициент теплоотдачи от стенки индуктора к охлаждающей воде

 Вт/(м2×°С)

где lв – коэффициент теплопроводности воды, Вт/м×°С (рис. 3.6).

Количество теплоты, которое может быть  отведено от индуктора охлаждающей водой

Рохл = aв F (tвых - tвх), Вт,

где Fохл – площадь поверхности теплоотдачи

Fохл = 4dвэD10W, м2,

где D10 – диаметр индуктора по оси канала водоохлаждения, м.

Условием правильности выполнения расчета является выполнение неравенства

.

 

3.6. Расчет воздушного охлаждения подового камня

Индукционная печь имеет два главных источника потерь – электрические потери в трансформаторе (в индукторе и магнитопроводе) и тепловые потери теплопроводностью от расплавленного металла в полость подового камня, которые определяются из соответствующих расчетов.

Так как трансформатор имеет водяное охлаждение, то оно обеспечивает удаление только электрических потерь в индукторе и сердечнике.

Тепловые же потери от канала с расплавленным металлом через стенки подового камня должны удаляться вентиляцией.

Для расчета расхода воздуха воспользуемся приближенным методом, дающим достаточно близкие к истине результаты.

Количество теплоты, которое может аккумулировать 1 м3 воздуха при нагреве его от температуры tв1 до температуры tв2

W = cвзgвз (tв2 - tв1), Дж,

где cвз – удельная теплоемкость воздуха, Дж/(кг×°С); gвз =1,2 кг/м3 – плотность воздуха.

Часовая производительность вентилятора равна

Qвент = 0,1nи×SРп, м3/ч,

где nи – число полостей подового камня.

При выборе вентилятора по заданной часовой производительности Qвент следует учитывать:

а) действительную скорость вращения асинхронных электродвигателей: 2950…2800 об/мин; 1450…1400 об/мин; 950…900 об/мин;

б) условие малошумной работы (ограничение окружной скорости колеса вентилятора величиной, не превосходящей 35…25 м/с);

в) полное давление, создаваемое вентилятором при заданной производительности и выбранной скорости вращения.

Последнее обстоятельство заставляет проверять потери напора в вентиляционной установке, так как если суммарная потеря напора превосходит давление, развиваемое вентилятором на входе в воздухопровод, то вентилятор не обеспечит необходимой производительности. Потери напора возникают вследствие трения в воздухопроводах и наличия местных сопротивлений [7, 8].

Потери напора в местном сопротивлении i-го элемента выражаются формулой

, н/м2,

где xi – коэффициент местного сопротивления [7, 8]; Vвзi – скорость движения воздуха в местном сопротивлении, м/с; g – ускорение силы тяжести, м/с2. На рис. 3.7 представлена схема расположения местных сопротивлений в воздуховодах ИКП; i –  номер элемента.

Рис. 3.7. Расположение местных сопротивлений

в воздуховоде охлаждения индукционной единицы:

1 - местное сопротивление входа в воздуховод;

2 - местное сопротивление плавного сжатия;

3 - сопротивление трения прямолинейного канала;

 4 - местное сопротивление плавного сжатия;

 5 - сопротивление трения прямолинейного участка;

6 - местное сопротивление изгиба на 90° (колена);

 7 - местное сопротивление плавного расширения;

8 - местное сопротивление внезапного сжатия;

9 - сопротивление трения в кольцевом зазоре;

10 - местное сопротивление внезапного расширения

 

Потери напора на трение в i-ом элементе выражаются формулой

, н/м2,

где li – коэффициент трения; li – длина рассматриваемого i-го элемента, м; dэ i – эквивалентный диаметр i-го элемента, м.

Эквивалентный диаметр кольцевого зазора между стенкой полости подового камня и индуктором при цилиндрическом индукторе равен радиальной толщине кольцевого зазора между индуктором и футеровкой подового камня

, м.

Скорость воздуха в i-ом элементе воздухопровода подсчитывается по формуле

 м/с,

где Sвзi – площадь поперечного сечения рассматриваемого i-го элемента воздухопровода.

Общие потери напора выражается формулой

, Н/м2.

В это выражение следует подставить значения xi, Vвзi, li, li и dэi для каждого элемента вентиляционной установки.

 

3.7. Расчет конденсаторной батареи

Для компенсации реактивной мощности установки применяют конденсаторные банки, которые обычно соединяют в конденсаторную батарею. При этом часть банок постоянно подключена к индуктору, а часть банок включена через коммутирующие устройства – эти банки подключаются по мере необходимости для подстройки колебательного контура в резонанс при изменении параметров загрузки при смене марки материала.

Задачей расчета является: определение необходимого числа конденсаторных банок, а также электрических потерь в конденсаторах.

Для расчета необходимы следующие данные: частота источника питания f, напряжение на индукторе U1,  «естественный» (без компенсации) cos j установки, конечное значение cos jк после компенсации, активная мощность, потребляемая индукционной единицей Ри.

Расчет проводим для схемы параллельного колебательного контура.

Тип конденсаторов выбирают по табл. 3.4. Номинальное напряжение конденсаторных банок Uб. н (ему соответствует номинальная реактивная мощность Рб. н) должно быть близко к U1, так как при Uб. н  > U1 имеет место недоиспользование банок по мощности,  причем это недоиспользование составит

,

где Рб.ф – фактическая реактивная мощность конденсаторов при U = U1.

Таблица 3.4

Параметры конденсаторов для компенсации реактивной мощности

Тип

конденсаторов

Частота, Гц

Напряжение, В

Реактивная

мощность,

10-3 ВАр

КС-0,38-50

КС-0,5-19

КС-0,5-36

КС-0,66-50