Proiectarea Asistata a Unui Cuptor cu Creuzet Pentru Topit Otel

PROIECT DE DIPLOMA

Proiectarea asistată a unui cuptor cu creuzet pentru topit oțel

CUPRINS

CAP. 1 CAP. 1 ÎNCĂLZIREA ELECTRICĂ PRIN INDUCȚIE

1.1. Introducere

1.2. Legea inducției electromagnetice

1.3. Curenți turbionari induși

1.4. Adâncimea de pătrundere a curenților turbionari induși

1.5. Efectul de proximitate

1.6. Efectul de buclă

1.7. Repartizarea densității de curent în inductor și în piesa de încălzit

1.8. Schimbări ale proprietăților oțelului în procesul încălzirii

CAP. 2 DIFUZIA ÎN SEMISPATIUL CONDUCTOR

2.1. Difuzia câmpului electromagnetic. Funcțiile rezistenței și reactanței interne

2.2. Sistemul inductor – corp încălzit

2.2.1. Metode de calcul ale mărimilor caracteristice sistemului

inductor – corp încălzit

2.2.2. Schema electrică echivalentă

2.3. Parametrii electrici și indicatorii energetici ai ansamblului inductor
piesă de încălzit

2.3.1. Puterea activă indusă

2.3.2. Randamentul

2.3.3. Factorul de putere

CAP. 3 CUPTOARE DE INDUCȚIE CU CREUZET PENTRU TOPIREA METALELOR FEROASE

3.1. Generalități

3.2. Caracteristici și domenii de utilizare

3.3. Elementele constructive ale cuptoarelor cu creuzet. Pornirea cuptorului

3.4. Forțe electrodinamice în baia de metal topit

CAP. 4 PROIECTAREA CUPTORULUI CU CREUZET PENTRU TOPIREA OTELULUI

4.1. Datele de proiectare

4.2. Dimensiunile creuzetului

4.3. Randamentul termic

4.4. Alegerea frecvenței de lucru

4.5. Calculul inductorului și al sistemului inductor- șarjă

4.6. Ecranul magnetic

4.7. Instalația de răcire cu apă

4.8. Calcului echipamentului electric și al condensatoarelor de compensare

4.9. Indicatori energetici ai instalației cuptorului

4.1.0 Schema electrică echivalentă a instalației de încălzire prin inducție

4.1.1. Program Quick Field

4.1.1.1.Reprezentarea inducției electromagnetice printr-un cuptor

BIBLIOGRAFIE

CAP. 1 ÎNCĂLZIREA ELECTRICĂ PRIN INDUCȚIE

1.1. INTRODUCERE

Încălzirea electrică reprezintă una din cele mai vechi și mai importante utilizări a energiei electromagnetice. Creșterea producției de energie electrică a contribuit la dezvoltarea impetuoasă a procedeelor de încălzire electrică, aceasta luând locul altor procedee de încălzire în numeroase ramuri ale industriei. S-a ajuns ca energia electrică produsă să fie utilizată în procedee electrotermice.

În industria modernă, procesele electrotermice sunt utilizate într-o măsură din ce în ce mai mare. Astfel, cuptoarele electrice sunt folosite la elaborarea metalelor și aliajelor, în industria chimică, în industria alimentară, etc. In industria construcțiilor de mașini, încălzirea metalelor în vederea tratamentelor termice sau a prelucrării la cald, se realizează tot mai frecvent în instalații electrotermice. Sudarea electrică este preferată altor procedee în tot mai multe cazuri.

În condițiile actuale, de scădere a energiei clasice, principala problemă care se pune în proiectarea și în exploatarea instalațiilor electrotermice este cea a economiei de energie, a sporirii randamentului, în condițiile asigurării unei calități corespunzătoare a produselor. Aceasta se poate realiza numai prin cunoașterea aprofundată a fenomenelor care au loc în instalațiile electrotermice.

La încălzirea prin inducție, o bobină – inductorul de încălzire, fiind parcursă de curent electric alternativ, produce un câmp magnetic variabil în timp. Introducând în inductor un corp conductor din punct de vedere electric (piesă, șarjă topită ), în acesta se vor induce curenți turbionari, care prin efect Joule, vor determina încălzirea directă sau topirea corpului respectiv. In sistemul inductor – piesă (șarjă), curenții turbionari sunt refulați spre exteriorul conductoarelor – efect pelicular și suportă influența curenților din conductoarele învecinate – efect de proximitate.

Avantajele încălzirii prin inducție, în comparație cu alte metode de încălzire, sunt următoarele:

• căldura se dezvoltă în metalul ce urmează a fi încălzit, cu o densitate mare de putere (>1000 kW/m ), rezultând o viteză de încălzire mai ridicată (>1000 K/s) fața de cea obținută în cuptoarele cu încălzire indirectă;

• construcția instalațiilor de încălzire este mai simplă, permițând utilizarea vidului sau a atmosferelor de protecție și automatizarea funcționării în condițiile producției în flux;

• condițiile de lucru sunt mult îmbunătățite, poluarea mediului ambiant este redusă.

Ca dezavantaj se menționează faptul că multe dintre aplicațiile încălzirii prin inducție necesită surse de alimentare la o frecvență diferită de 50 Hz, convertoarele și condensatoarele necesare ridicând apreciabil costul instalației. încălzirea prin inducție este utilizată pentru:

• topirea, menținerea în stare caldă și supraîncălzirea metalelor (oțel, fontă, cupru, aluminiu, zinc, magneziu și aliajele lor) în cuptoare de creuzet sau canal;

• încălzirea în profunzime a semifabricatelor din oțel, cupru, aluminiu ș.a., sub formă de blocuri, bolțuri, bare, table, sârme ș.a., ce urmează a fi prelucrate la cald prin forjare, matrițare, presare, laminare, etc ;

• tratamentul termic superficial al pieselor din oțel sau fontă, utilizate în construcția de mașini;

• aplicații speciale – lipirea, sudarea, detensionarea sudurilor, agitarea metalelor topite, transportul și dozarea metalelor topite, topirea tară creuzet.

Cuptoarele și instalațiile de încălzire prin inducție pot fi alimentate la frecvență industrială (50 Hz), medie (10010000 Hz) sau înaltă (10 kHz 10

MHz). Frecvențele joase (sub 50 Hz) sunt utilizate pentru alimentarea agitatoarelor și a transportoarelor inductive iar cuptoarele cu creuzet și canal sunt alimentate cu frecvență industrială, ca și unele instalații de încălzire în profunzime. Frecvențele medii au întrebuințare la alimentarea cuptoarelor cu creuzet în special (100-2000) Hz, pentru încălzire în profunzime, tratament termic superficial și sudare, iar cele înalte – pentru tratament termic superficial și lipire.

1.2. LEGEA INDUCȚIEI ELECTROMAGNETICE

Prin metoda încălzirii inductive, importanța inducției electromagnetice constă în primul rând în posibilitatea de a transmite în piesa de încălzit energia electromagnetică iară a folosi contacte. Folosirea contactelor complică considerabil procesul, iar într-o serie de cazuri duce la imposibilitatea realizării lui.

Tensiunea electromotoare indusă (t.e.m.) într-un contur poate fi stabilită pe baza legii inducției electromagnetice:

[V]: (1.1.)

unde: e – este valoarea instantanee a t.e.m.,

Expresia fluxului total este valabilă dacă fluxurile magnetice ale tuturor spirelor sunt aceleași, condiție îndeplinită în multe cazuri ce interesează, cu o precizie suficientă. Dacă variația fluxului în timp este apropiată de cea sinusoidală, valoarea efectivă a t.e.m. se poate scrie:

[V] (1.2.)

unde: – este amplitudinea fluxului magnetic, [Wb];

f – este frecvența, [Hz].

Puterea poate fi determinată cu expresia:

[W] (1.3.)

Din această ecuație se vede că puterea P este proporțională cu frecvența. De aceea la creșterea frecvenței se mărește energia ce se transmite într-un volum dat. Aceasta explică dimensiunile mici și greutatea redusă a transformatoarelor de înaltă frecvență, precum și folosirea de frecvențe mai ridicate la încălzirea pieselor mici.

1.3. CURENȚI TURBIONARI INDUȘI

Dându-se valorile intensităților câmpului magnetic și electric la suprafața unui conductor masiv (fig. 1.1.), se pune problema determinării câmpurilor și a curentului I și a densității J în conductor, precum și a energiei electromagnetice absorbite de unitatea de suprafață a acestuia în unitatea de timp (puterea superficială) – vectorul densității fluxului de energie (vectorul Poynting):

(1.4.)

Calculul acestor mărimi se face pe baza ecuațiilor lui Maxwell pentru câmpul electromagnetic (sub formă vectorială):

(1.5.)

în aceste relații: B – este inducția magnetică;

– permeabilitatea magnetică a conductorului;

– rezistivitatea lui electrică.

Fig. 1.1. Câmpul electromagnetic în corpul plan (a.) și cilindric (b.)

Cu ajutorul formulelor analizei vectoriale aplicate relațiilor (1.5.):

(1.6.)

Se obține ecuația satisfăcută de câmpul H în interiorul conductorului:

(1.7.)

în care este operatorul Laplacian.

Pentru câmpul electric soluția este dată de ecuația:

(1.8.)

Rezolvarea ecuațiilor (1.7.) și (1.8.) se face în coordonate carteziene în cazul conductoarelor plane sau în coordonate cilindrice în cazul celor cilindrice, în ipoteza că toate mărimile de stare locală ale câmpului electromagnetic sunt funcții numai de o singură coordonată (x – fig. 1.1. a., sau r – fig. 1.1. b.) și de timpul t, adică = (x, t), respectiv = (r, t), ș.a.m.d. Ecuațiile vectoriale conduc la ecuații diferențiale, ale căror soluții vor conține funcții Bessel sau hiperbolice.

In regim permanent sinusoidal, utilizând reprezentarea în complex simplificat a câmpurilor magnetic și electric, din relația (1.4.) rezultă vectorul lui Poynting sub formă complexă:

(1.9.)

dirijat în sensul axei x (fig. 1.1. a.) sau r (fig. 1.1. b.).

– componenta activă, [W/m];

– componenta reactivă a puterii absorbite de unitatea de suprafață a corpului, [var/m].

Câmpurile H(x, respectiv r) și E(x respectiv r), obținute din relațiile (1.7.) și (1.8.), conduc la expresia vectorului lui Poynting:

(1.10)

unde: – este valoarea efectivă a intensității câmpului magnetic la suprafața corpului, [A/m];

– adâncimea de pătrundere a curenților turbionari în corp, [m];

, – funcții ale rezistenței, respectiv reactanței interne a corpului.

Tabelul 1.1. conține expresiile densității curentului în corpurile încălzite prin inducție. După cum se observă, variația căzătoare după o funcție exponențială a principalelor mărimi, depinde de raportul dintregrosimea a a plăcii plane, respectiv razei re a cilindrului și adâncimea 5 de pătrundere a curentului în corp. In figura 1.2. este indicată această variație pentru diferite valori ale a/ respectiv re/ .

Puterea aparentă absorbită de un corp conductor, având suprafața Ac, este:

[VA] (1.11)

în această relație: Pc=RcIc este puterea activă, [W] (1.12.)

Qc=X c I ceste puterea reactivă, [var]; (1.13.)

Rc, Xc – rezistența, respectiv reactanța internă a corpului, [];

I – valoarea efectivă a curentului electric indus, [A]

1.4. ADÂNCIMEA DE PĂTRUNDERE A CURENȚILOR TURBIONARI INDUȘI

Adâncimea de pătrundere este o mărime caracteristică pătrunderii energiei electromagnetice în conductoarele masive și reprezintă distanța de la suprafața corpului, în care, datorită efectului pelicular, densitatea de curent scade de e =2,71 ori, iar puterea activă de e ori fig. 1.3.

Fig. 1.3. Variația densității relative de curent J și a puterii active superficiale Sa în funcție de raportul x/.

În acest strat, 86,5% din puterea activă de la suprafața Sa se transformă în căldură. Se poate considera că de-a lungul adâncimii de pătrundere 5 , curentul total prin conductor este repartizat cu o densitate constantă, dacă rezistența pe care acesta o întâmpină și deci puterea actensității câmpului magnetic la suprafața corpului, [A/m];

– adâncimea de pătrundere a curenților turbionari în corp, [m];

, – funcții ale rezistenței, respectiv reactanței interne a corpului.

Tabelul 1.1. conține expresiile densității curentului în corpurile încălzite prin inducție. După cum se observă, variația căzătoare după o funcție exponențială a principalelor mărimi, depinde de raportul dintregrosimea a a plăcii plane, respectiv razei re a cilindrului și adâncimea 5 de pătrundere a curentului în corp. In figura 1.2. este indicată această variație pentru diferite valori ale a/ respectiv re/ .

Puterea aparentă absorbită de un corp conductor, având suprafața Ac, este:

[VA] (1.11)

în această relație: Pc=RcIc este puterea activă, [W] (1.12.)

Qc=X c I ceste puterea reactivă, [var]; (1.13.)

Rc, Xc – rezistența, respectiv reactanța internă a corpului, [];

I – valoarea efectivă a curentului electric indus, [A]

1.4. ADÂNCIMEA DE PĂTRUNDERE A CURENȚILOR TURBIONARI INDUȘI

Adâncimea de pătrundere este o mărime caracteristică pătrunderii energiei electromagnetice în conductoarele masive și reprezintă distanța de la suprafața corpului, în care, datorită efectului pelicular, densitatea de curent scade de e =2,71 ori, iar puterea activă de e ori fig. 1.3.

Fig. 1.3. Variația densității relative de curent J și a puterii active superficiale Sa în funcție de raportul x/.

În acest strat, 86,5% din puterea activă de la suprafața Sa se transformă în căldură. Se poate considera că de-a lungul adâncimii de pătrundere 5 , curentul total prin conductor este repartizat cu o densitate constantă, dacă rezistența pe care acesta o întâmpină și deci puterea activă disipată sunt egale cu rezistența și puterea din cazul real.

Relația de calcul a adâncimii de pătrundere este:

[m] (1.14.)

unde: =2 f, este pulsația curentului de frecvență f;

=or =410 ,- permeabilitatea magnetică absolută materialului corpului, [H/m];

r – permeabilitatea magnetică relativă.

După cum reiese din relația de mai sus, adâncimea de pătrundere depinde de frecvență, de mărimile fizice ale materialului și de temperatura corpului încălzit.

Fig. 1.4. Variația permeabilității magnetice relative r funcție de intensitatea H a câmpului magnetic, pentru:

1. fier;

2. oțel cu 0,3 %C;

3. oțel cu 0,4 %C;

4. oțel cu 0,6 %C;

5. otel cu 0,8 %C.

Cuptoarele de topire sau instalațiile de încălzire în profunzime sunt alimentate cu frecvențe scăzute, deoarece necesită o valoare ridicată pentru adâncimea de pătrundere. Rezistivitatea metalelor crește cu temperatura de încălzire. Din punct de vedere al permeabilității magnetice relative, metalele se împart în:

• neferomagnetice, având r = l (oțelul austenic, aluminiul, cuprul, etc);

• feromagnetice, având r = (100 10000) în funcție de intensitatea câmpului magnetic, fig. 1.4.

La temperaturi sub punctul Curie (768 °C pentru fier și oțeluri moi; (600950) °C pentru oțeluri aliate; 721 °C pentru oțel având 0,83

%C), datorită valorilor ridicate ale câmpului magnetic, se atinge valoarea de saturația inducție magnetice, în zona adâncimii de pătrundere. Pentru stabilirea permeabilății magnetice relative se poate utiliza cu suficientă aproximație relația empirică: (1.15.)

în care: – este inducția de saturație în corp, [T];

– este intensitatea câmpului magnetic la suprafața corpului, [A/m].

Fig. 1.5.Variația permeabilității magnetice relative r în funcție de temperatura de încălzire a corpurilor din oțel. Parametru: intensitatea H a câmpului magnetic.

Pentru diferite oțeluri, valoarea lui depinde de conținutul de carbon, având valori între 1,36 T la (1,11,25 ) %C și 2,1 T la 0,02 %C. în punctul Curie permeabilitatea magnetică relativă scade la valoarea r = l. Figura 1.6. conține variația adâncimii de pătrundere în metale feromagnetice în funcție de temperatura de încălzire și de frecvență.

Fig. 1.6. Variația adâncimii de pătrundere la metale feromagnetice (r =30) cu temperatura de încălzire. Parametru este frecvența f.

1.5. EFECTUL DE PROXIMITATE

În figura 1.7. sunt prezentate structurile aproximative ale câmpurilor magnetice a două conductoare cu secțiune dreptunghiulară, în cazul curenților cu același sens (fig. 1.7. – a., diferența de fază este nulă) și de sens contrar (fig. 1.7.-b., diferența de fază egală cu ) .

Intensitatea cea mai mare a câmpului, în sistemul având curenții în același sens se observă la suprafețele exterioare ale conductoarelor, iar în sistemul având curenții dirijați, în sens opus pe suprafețele interioare (fig. 1.7.).

Este evident că cea mai mare parte a energiei electromagnetice absorbită de conductor vine din zona câmpului puternic, iar legat de cum este arătat în fig. 1.7. (aici și în continuare, grosimea stratului înnegrit este proporțională cu densitatea de curent). Repartizarea în adâncime a curentului se supune legilor efectului pelicular, și constă în concentrația curentului în anumite zone ale suprafețelor conductoarelor, ca urmare a interacțiunii câmpurilor electromagnetice ale tuturor conductoarelor parcurse de curent ce intră în sistemul analizat.

Folosind efectul de proximitate, prin alegerea unei forme corespunzătoare de inductor, se poate concentra încălzirea în anumite părți ale piesei. De exemplu, dacă inductorul este inelar și înconjoară piesa de încălzit, atunci în piesă se induce un curent de sens opus, al cărui drum are de asemenea formă circulară. Curentul se concentrează într-o fâșie a cărei lățime diferă puțin de lățimea inductorului.

Fig. 1.7. Structura câmpului magnetic și repartizarea curentului la efectul de proximitate:

• a. – curenții sunt de același sens;

• b. – curenți de sens contrar.

Efectul de proximitate se manifestă cu atât mai puternic, cu cât este mai mică distanța între conductoare și cu cât se manifestă mai puternic efectul pelicular, în speță cu cât este mai mare raportul dintre grosimea conductorului și adâncimea de pătrundere a curentului.Nu trebuie confundată repartizarea curentului în conductor la efectul de proximitate cu interacțiunea electrodinamică între conductoare. Conductoarele parcurse de curenți de același sens se atrag, iar cele parcurse de curenți în sensuri opuse se resping.

1.6. EFECTUL DE BUCLĂ

Este cunoscut că dacă din conductor se face un inel sau o spirală și se trece un curent alternativ prin el, atunci densitatea maximă a curentului va fi pe partea interioară a spiralei conductorului. Acest fenomen denumit efect de buclă va fi cu atât mai puternic cu cât este mai mare raportul dintre dimensiunea radială a conductorului și diametrul inelului și cu cât este mai puternic efectul pelicular.

Efectul de buclă este o variantă a efectului pelicular și se explică prin asimetria câmpului magnetic al spirei sau solenoidului. In golul interior al buclei (fig. 1.8.) el este considerabil mai puternic decât în afară, ca urmare, partea principală din energia electromagnetică intră în conductor din interior. Efectul de buclă înrăutățește utilizarea secțiunii conductoarelor, făcând să crească rezistența electrică activă. Pentru calculul rezistenței inductoarelor cilindrice și ovale, în interiorul cărora se plasează piesa de încălzit, se va considera că intensitatea de curent este concentrată numai pe partea internă a conductorului.

Intensificarea câmpului magnetic în interiorul inductorului datorită efectului de proximitate face să crească eficacitatea încălzirii pieselor îmbrățișate de inductor. In acest caz efectul de buclă este util, deși crește rezistența activă a conductorului inductor. Totuși, el îngreunează încălzirea suprafețelor interioare, acționând invers efectului pelicular, micșorând intensitatea câmpului magnetic pe suprafața de încălzit.

Fig. 1.8. Câmpul magnetic propriu al inductorului

1.7. REPARTIZAREA DENSITĂȚII DE CURENT ÎN INDUCTOR ȘI ÎN PIESA DE ÎNCĂLZIT

În figura 1.9. este reprezentată structura câmpului magnetic al inductorului, în interiorul căruia este introdus un cilindru metalic.Curentul în inductor, sub influența efectului de buclă și a efectului de proximitate, este concentrat pe suprafața sa interioară, în cea mai mare parte cu o densitate uniformă, care crește spre colțurile inductorului. Aceasta se explică prin faptul că liniile de curent ce se găsesc la colțurile conductorului sunt cuprinse de un flux magnetic mai mic față de cele ce se găsesc în partea mijlocie, și deci aici se induce o tensiune contraelectromotoare mai mică decât în partea de mijloc a conductorului.

În cilindru există curentul determinat de t.e.m. indusă. Această t.e.m. este cu atât mai mare, cu cât este mai mare fluxul magnetic ce străbate conturul considerat. Din imaginea câmpului se vede că fluxul magnetic este maxim pe suprafața mijlocie a inductorului, unde curentul indus are densitatea superficială maximă. Dincolo de limitele conductorului inductor, curentul indus scade rapid.În acest fel, curentul indus în cilindru este concentrat într-o fâșie a cărei lățime diferă puțin de lățimea inductorului. Pentru simplificare se va considera că lățimea acestei fâșii, denumită zonă activă, este aproximativ egală cu lățimea inductorului.

Fig. 1.9. Câmpul magnetic al inductorului în interiorul căruia este plasată piesa de încălzit.

1.8. SCHIMBĂRI ALE PROPRIETĂȚILOR OȚELULUI ÎN PROCESUL ÎNCĂLZIRII

La încălzire, oțelului i se schimbă rezistivitatea și permeabilitatea magnetică și anume rezistivitatea crește pană la punctul Curie, după care creșterea ei se diminuează. La temperaturi peste , rezistivitățile oțelurilor de diverse calități sunt aproape aceleași. In medie, se poate considera că rezistivitatea în intervalul temperaturilor (800 900) °C este aproximativ egală cu 10 [m].

Dependența rezistivității de temperatură, pentru oțel cu (0,40,5) %C este arătată în figura 1.10. Din alura curbei se vede că în intervalul de (15 800) °C rezistivitatea oțelului crește de aproximativ 5 ori. Permeabilitatea magnetică depinde de temperatură până la circa (650700) °C după care scade, atingând valoarea permeabilității vidului. De obicei se consideră că ea scade brusc. Dependența aproximativă a permeabilității magnetice relative de temperatură, este de asemenea arătată în fig. 1.10. Valoarea inițială a permeabilității este egală cu 16, ceea ce explică folosirea la încălzirea inductivă a câmpurilor magnetice foarte puternice.

Fig.1.10. Dependența permeabilității magnetice relative și a rezistivității în funcție de temperatură, la un oțel 45.

Adeseori, valoarea ei inițială este 56. De aceea adâncimea de pătrundere a curentului în oțel crește la încălzire de 8 10 ori. Valoarea ei la T=180 °C este dată în tabelul 1.2. In acest tabel sunt date valorile adâncimii de pătrundere a curentului la diverse frecvențe pentru oțelul rece, pentru oțelul încălzit deasupra punctului de transformare magnetică (punctul Curie) și pentru cupru.

Tabelul 1.2. Adâncimea de pătrundere a curentului în cupru și oțel.

Pentru stabilirea adâncimii de pătrundere a curentului în oțelul încălzit peste punctul Curie, se poate utiliza o relație mai simplă, înlocuind în relația (1.15.):

și

Rezultă: (1.16.)

Indicele K arată că mărimile respective se referă la temperaturi peste punctul Curie. Adâncimea de pătrundere a curentului în acest caz pentru simplificare, se va numi adâncimea fierbinte de pătrundere a curentului de la suprafață spre interior.

Repartizarea densității de curent poate fi reprezentată printr-o curbă formată din două segmente de exponențiale (fig. 1.11.). Prima exponențială corespunde oțelului încălzit peste punctul Curie. Pe figură ea este continuată printr-o linie punctată. A doua exponențială corespunde zonei interioare a oțelului, care are proprietăți magnetice.

O analiză mai amănunțită arată că în stratul exterior, curba are o alură mai lină, din cauza reflexiei parțiale a energiei electromagnetice ce pătrunde în metal la suprafața x = x k . Datorită acestei caracteristici de repartizare a densității de curent, degajarea energiei în stratul de încălzit și încălzirea lui se produce mai uniform. Frângerea curbei este clar evidențiată, dacă adâncimea stratului încălzit xk este mai mică decât adâncimea fierbinte de pătrundere a curentului k. In acest caz,încălzirea se produce repede fără un gradient mare de temperatură în stratul încălzit și cu pierderi calorice mici pentru încălzirea miezului.

Fig. 1.11. Curba repartizării curentului într-o piesă din oțel încălzită peste punctul Curie, pe o adâncime xk.

În figura 1.12. este reprezentată repartizarea temperaturii la încălzire inductivă pentru călire superficială. Curba 1 corespunde regimului de încălzire când xk<k. La acest regim de încălzire, rolul conductivității termice este destul de mic, cu toate că ea se manifestă în procesul creșterii stratului încălzit peste punctul transformărilor magnetice. Curba 2 corespunde cazului xk>k și rolul de bază îl are conductivitatea termică.

Fig. 1.12. Repartizarea temperaturii în secțiune, la încălzirea prin inducție:

1 – încălzire în adâncime;

2 – încălzire de tip superficial.

CAP. 2 DIFUZIA ÎN SEMISPAȚIUL CONDUCTOR

2.1. DIFUZIA CÂMPULUI ELECTROMAGNETIC. FUNCȚIILE REZISTENȚEI ȘI REACTANȚEI INTERNE

Mărimile ce caracterizează câmpul electromagnetic în corpuri masive, ca și funcțiile KR și Kx sunt exprimate cu ajutorul:

• funcțiilor trigonometrice și hiperbolice având argumentul dependent de raportul a/5 , în cazul corpurilor plane;

• funcțiilor Bessel dependente de raportul de/V2 5 , în cazul corpurilor cilindrice.

În tabelul 2.1. este indicată variația funcțiilor rezistentei și reactantei interne, obținută din relațiile puterii superficiale. Tabelul conține și observații referitoare la dependența dintre dimensiunile caracteristice ale corpului încălzit și adâncimea de pătrundere, în scopul încălzirii încărcăturii cuptorului sau al încălzirii reduse a inductoarelor și ecranelor magnetic.

Tabelul 2.1. Funcțiile KR și Kx la încălzirea prin inducție a corpurilor.

• x = 0 – pentru placa plană încălzită pe o față;

• x = pentru placa plană încălzită pe ambele fețe;

• d = de – pentru cilindru.

2.2. SISTEMUL INDUCTOR – CORP ÎNCĂLZIT

2.2.1. METODE DE CALCUL ALE MĂRIMILOR CARACTERISTICE SISTEMULUI INDUCTOR – CORP ÎNCĂLZIT

Formele și pozițiile diferite ale inductoarelor și corpurilor încălzite au influență importantă asupra transmiterii energiei electromagnetice. Metodele de calcul ale mărimilor caracteristice sistemului inductor – corp încălzit pot fi împărțite în două mari grupe:

• metode analitice care permit calculul rapid, simplu și soluționarea problemelor de optimizare. Principalul dezavantaj al acestor metode îl constituie gradul de imprecizie datorat aproximărilor cu care operează;

• metode numerice, utilizate numai în situația valorilor concrete ale datelor inițiale.

Fig. 2.1. Sistemul inductor – corp încălzit având simetrie cilindrică:

1 – inductor;

2 – corp încălzit;

3 – ecran feromagnetic din pachete de tole.

În cele ce urmează se va prezenta metoda analitică bazată pe principiul transformatorului în aer. Inductorul având N spire și dimensiunile din figura 2.1., alimentat la tensiunea U, va fi parcurs de curentul I1, care produce câmpul magnetic în spațiul de aer dintre inductor și piesă.

Spirele inductorului sunt din țevi de cupru răcite cu apă, având secțiuni

circulare sau dreptunghiulare, (fig. 2.2.). Datorită efectelor pelicular și de proximitate, curenții prin inductor, I1 și I2 vor fi repartizați pe adâncimile de pătrundere 1 respectiv 2, (fig. 2.1.). Mărimile, parametrii și dimensiunile inductorului se vor nota cu indicele 1, iar cei referitori la piesă, cu indicele 2.

Asimilând într-o primă aproximație inductorul cu o țeava încălzită din interior de câmpul magnetic , se obține pe aceeași cale :

• puterea aparentă absorbită:

[VA] (2.7.)

în care – este puterea aparentă superficială absorbită de inductor.

• câmpul magnetic:

[A/m] (2.8.)

• puterea activă absorbită:

[W] (2.9.)

• puterea reactivă absorbită:

[var] (2.10)

• rezistenta inductorului:

(2.11)

Fig. 2.2. Repartizarea curentului în spirele inductorului din:

• a. – țevi cilindrice;

• b. – țevi dreptunghiulare;

• c. – bare dreptunghiulare răcite cu apă prin țevi sudate.

• reactanța inductorului:

(2.12.)

În aceste relații:

g – este factorul de umplere axială a inductorului (fig. 2.2.);

pentru spire din țevi (2.13.)

pentru spire din țevi sau bare dreptunghiulare (2.14.)

b – este înălțimea spirei [m];

2.2.2. SCHEMA ELECTRICĂ ECHIVALENTĂ

Sistemul inductor – corp încălzit se consideră echivalent cu un transformator în aer, constând din două țevi concentrice, având grosimile 1 și 2 ale pereților. În figura 2.3. a., sunt reprezentate dimensiunile transformatorului. Impedanța ecranului feromagnetic, (fig. 2.1.) se consideră foarte mare.

Deoarece pereții țevilor sunt subțiri, densitățile de curent sunt uniform repartizate și inductivitățile interne sunt nule, astfel încât transformatorul are numai inductivități de dispersie. Ca rezultat se obține schema electrică echivalentă din fig. 2.3. b., în care LI reprezintă inductivitatea de dispersie a inductorului:

[H] (2.15.)

iar LII este inductivitatea de dispersie a corpului încălzit:

[H] (2.16)

Fig. 2.3. Funcția auxiliară pentru calculul inductivității de dispersie a unei țevi având diametrul mediu dm și înălțimea h.

Fig. 2.4. Transformator în aer (a.) și schema lui electrică echivalentă (b.)

și sunt diametrele medii ale țevilor;

și sunt funcțiile auxiliare care iau în considerare influența lungimilor finite ale inductorului și corpurilor încălzite asupra inductivităților de dispersie, indicate în figura 2.3. și în tabelul 2.2.

Inductivitatea mutuală a sistemului inductor – corp încălzit este:

[H] (2.17.)

Tabelul 2.2. Functia auxiliara pentru calculul inductivitatii de dispersie a unei tevi avand diametrul mediu dm si inaltimea h

Funcția auxiliară: are valorile indicate în figura 2.5. și în tabelul 2.3.

Fig. 2.5. Funcția auxiliară pentru calculul inductivității mutuale a sistemului inductor – corp încălzit.

Ecuațiile schemei electrice echivalente sunt:

(2.18.)

eliminând pe I2 din cele două ecuații se obține:

(2.19.)

în care (2.20.)

este pătratul raportului de transformare al sistemului inductor – corp încălzit Înlocuind în relația (2.20.) pe M din relația (2.17.) se obține:

(2.21.)

În cazul inductoarelor lungi, și pentru () >> (situație des întâlnită în cazul încălzirii prin inducție): (2.22)

Impedanta totală a sistemului inductor – corp încălzit rezultă din relația (2.19.):

(2.23.) În care: (2.24.) – reprezintă rezistența piesei raportată la inductor;

, – reprezintă reactanța de dispersie a inductorului, respectiv a corpului;

Xa – reactanța aerului dintre inductor și corp, raportată la inductor.

(2.25.)

Introducând și reactanțele interne, rezultă expresia generală a impedanței sistemului inductor- corp încălzit: (fig. 2.6.)

(2.26.)

(2.27.)

unde: – este reactanța raportată a corpului;

R,X – sunt rezistența totală, respectiv reactanța totală a sistemului inductor- corp încălzit.

2.3. PARAMETRII ELECTRICI ȘI INDICATORII ENERGETICI AI ANSAMBLULUI INDUCTOR – PIESĂ DE ÎNCĂLZIT

2.3.1. PUTEREA ACTIVĂ INDUSĂ

Puterea activă indusă în corpul încălzit, acoperind puterea utilă Pu și pierderile termice pt ale cuptorului, rezultă pe baza relațiilor (1.10.), (1.14.) și (2.5.):

[W] (2.28.)

Puterea activă superficială indusă este:

(2.29.)

După cum rezultă din relația (2.28.) puterea activă depinde de frecvență, de materialul și temperatura corpului încălzit. În cazul materialelor neferomagnetice, puterea activă crește odată cu ridicarea temperaturii, datorită majorării reziștivității 2. In cazul materialelor feromagnetice, scăderea pronunțată a permeabilității magnetice , atrage micșorarea puterii active odată cu ridicarea temperaturii. În scopul menținerii constante a puterii, încălzirea acestor materiale se poate face cu două frecvențe, una scăzută la începutul încălzirii (<Curie) și alta mărită după depășirea punctului Curie.

Fig. 2.6. Schema electrică echivalentă (a.) și redusă (b.) a sistemului inductor – corp încălzit.

2.3.2. RANDAMENTUL

Randamentul electric al sistemului inductor – corp încălzit (fig. 2.7.) este:

(2.30.)

în care P – este puterea cuptorului.

Înlocuind în această relație expresiile (2.11.) și (2.24.) ale rezistențelor rezultă:

(2.31.)

Introducând relația (1.14.) a adâncimilor de pătrundere 1, respectiv 2 și relația (2.20.) a lui p , cu observația că = 1(pentru cupru), relația (2.31.) devine:

(2.32.)

După cum se observă din această relație, randamentul electric depinde de geometria sistemului, de frecvență, de materialul și temperatura corpului încălzit. Din punct de vedere al geometriei sistemului, obținerea unei valori ridicate pentru t]e este posibilă dacă:

• d1d2 , adică distanța dintre inductor și corpul de încălzit este cât mai redusă;

• h1 >h2 , adică lungimea inductorului o depășește pe cea a corpului încălzit.

Fig. 2.7. Variația randamentului electric al sistemului inductor – corp încălzit în funcție de raportul . Parametru este .

Temperatura de încălzire a corpurilor determină:

• în cazul metalelor neferomagnetice, o creștere redusă a randamentului electric cu =ct. , deoarece inductorul este menținut la o temperatură constantă prin răcirea cu apă);

• în cazul metalelor feromagnetice, creșterea temperaturii determină o scădere importantă a randamentului în punctul Curie, după cum rezultă și din valoarea maximă a randamentului electric:

(2.33.)

Datorită valorii reduse a randamentului electric, metalele neferomagnetice (de exemplu cuprul, la care și <0,5) trebuie topite în creuzete din grafit (p2 mare). Influența frecvenței asupra randamentului are loc prin intermediul funcției KR2, (KR1 =ct.), după cum rezultă și din figura 2.7.

Din motive tehnice și economice se recomandă următoarele valori ale

raportului ;

la topirea prin inducție; (2.34.)

la încălzirea în profunzime prin inducție (2.35.)

Fig. 2.8. Variația factorului de putere al sistemului inductor – corp încălzit în funcție de raportul . Parametru este

2.3.3. FACTORUL DE PUTERE

Factorul de putere este:

(2.36.)

deoarece R<<X .

(2.37.)

Factorul de putere depinde de:

• geometria sistemului, adică de raportul diametrelor

• materialul și temperatura de încălzire a corpului, acuzând o scădere cu temperatura la metalele feromagneticeși o variație redusă la cele neferomagnetice;

• frecvența, prin intermediul adâncimii de pătrundere și a funcției .

Valoarea maximă a factorului de putere este de 0,707 și se obține în cazul ideal în care d1=d2. Valoarea în general scăzută și variabilă cu temperatura a factorului de putere implică utilizarea condensatoarelor comutabile în scopul compensării consumului ridicat de putere reactivă al sistemelor de încălzire prin inducție.

CAP. 3 CUPTOARE DE INDUCȚIE CU CREUZET PENTRU TOPIREA METALELOR FEROASE

3.1. GENERALITĂȚI

Din punct de vedere al tensiunii de alimentare, cuptoarele cu creuzet pot fi de frecvență industrială (50 Hz), medie (100 10000) Hz sau înaltă (50400)KHz. Ele pot funcționa în vid, condiție cerută în ultimul timp la obținerea superaliajelor necesare construcțiilor aerospațiale, ale centralelor nucleare, etc. In comparație cu alte tipuri de cuptoare destinate topirii (cu rezistoare, cu arc electric, cu flacără), cuptoarele cu creuzet prezintă următoarele avantaje:

• se obțin temperaturi foarte ridicate în toată masa metalului, ca urmare a unei concentrări mari de putere direct în aceasta (200 300) kW/t pentru fontă la 50 Hz și 1500 kW/t pentru fier la 1000 Hz);

• ca urmare a amestecului (agitației) intens a băii metalice topite sub acțiunea forțelor electrodinamice, se produce uniformizarea temperaturilor, se elimină supraîncălzirile locale și se reduc în consecință pierderile de metal (0,5 0,8) %;

• flexibilitate ridicată, schimbarea compoziției aliajului sau a procesului tehnologic este posibilă fără măsuri speciale,exploatarea poate fi intermitentă sau continuă;

• se poate utiliza încărcătură 100 % din deșeuri de oțel;

• zgomotul în funcționare are valori de numai (7080) dB;

• poluarea mediului ambiant este redusă, cantitatea prafului fiind de ordinul a (0,20,4) kg/t, față de (2,520) kg/t la cuptoarele cu arc și la cubilou;

• exploatare simplă și condiții bune de lucru pentru personal.

Dezavantajele cuptoarelor cu creuzet sunt:

• antrenarea într-o oarecare măsură a zgurei în șarjă;

• solicitarea mecanică puternică a căptușelii refractare a creuzetului datorită agitației intense a băii topite;

• costul ridicat al investițiilor datorat condensatoarelor de compensare și sursele de alimentare la cuptoarele de medie frecvență.

3.2. CARACTERISTICI ȘI DOMENII DE UTILIZARE

Domeniile de utilizare ale cuptoarelor cu creuzet sunt următoarele:

• topirea deșeurilor din oțel aliat, neoxidat, sărace în sulf, fosfor sau mangan, în creuzete acide, bazice sau neutre, în scopul obținerii oțelurilor înalt aliate;

• topirea deșeurilor din oțel și fontă, cu adăugare de carbon și a elementelor necesare de aliere, în scopul elaborării fontei;

• modificarea temperaturii și compoziției fierului topit din furnal sau a fontei topite din cubilou, în conformitate cu cerințele procesului tehnologic;

• topirea metalelor neferoase sub formă de catozi (cupru) sau maselote ca și a altor metale, din deșeuri de orice fel, în scopul obținerii aliajelor dorite.

Comparativ cu cuptorul de inducție cu canal, cuptorul cu creuzet prezintă următoarele caracteristici:

• pot fi controlate temperaturi mai ridicate și lucrările de aliere se desfășoară mai eficient;

• construcția creuzetului este mai simplă decât cea a canalului, iar solicitările termice și mecanice sunt mai reduse;

• creuzetul poate fi complet golit după fiecare șarjă.

Caracteristicile cuptoarelor cu creuzet de medie frecvență (M.F.) și frecvență industrială (F.I) au rezultat următoarele domenii de utilizare:

• cuptoarele cu creuzet de F.I. sunt indicate pentru topirea, supraîncălzirea și alierea fontei, retopirea oțelului, topirea și menținerea metalelor ușoare (în special Al și Mg) și grele (Cu, Ni și aliajele lor); utilizarea cea mai eficientă din punct de vedere economic aparține cuptoarelor mari funcționând în procedeul duplex împreună cu cubilou sau cuptor cu arc electric;

• cuptoarele cu creuzet de M.F. sunt indicate pentru topire, retopire și aliere pentru elaborarea oțelurilor de calitate sărace în carbon și înalt aliate, a fontei aliate, a fontei dure, bronzului, nichelului și metalelor nobile. Capacitatea actuală a cuptoarelor de F.I. are valori între 0,8 și 150 tone, puterea unitară a atins 40 MW, la un consum specific de energie de (500700) kWh/t oțel și productivități de (IH50) t/h; cuptoarele de M.F. au capacități între 0,01 și 10 tone, puteri unitare până la 5 MW și productivități de (0,05H 8) t/h.

3.3. ELEMENTELE CONSTRUCTIVE ALE CUPTOARELOR CU CREUZET. PORNIREA CUPTORULUI

Cuptorul de inducție cu creuzet constă în general din următoarele elemente constructive:

• creuzetul de topire;

• carcasa cuptorului;

• mecanismul de răsturnare;

• cablurile flexibile răcite cu apă

CREUZETUL are căptușeala refractară acidă (cuarțită – 98 % Si02 ), semiacidă (corund și cuarțită ), bazică (magnezită) sau neutră (corund, șamotă – grafit, carbură de siliciu, oțel refractar). Forma creuzetului este cilindrică, partea inferioară (circa 1/4 1/3 din înălțimea creuzetului), este sub formă de trunchi de con, deoarece zona respectivă este cel mai puternic erodată de agitația băii metalice. Durata de utilizare a căptușelii refractare este de săptămâni până la luni de zile.

Dimensiunile uzuale ale creuzetului sunt:

• înălțimea: (10002000) mm;

• diametrul interior: (4001600) mm;

• grosimea peretelui: (60150) mm.

Creuzetul se fixează pe zidăria vetrei constând din cărămizi refractare și termoizolante. Partea superioară a creuzetului (coroana) se confecționează tot din cărămizi refractare. Intre creuzet și inductor este prevăzut un cilindru din azbest având grosime de (5H20) mm. Creuzetul se confecționează prin ștamparea (bătătorirea) compoziției refractare uscate (praf refractar amestecat cu acid boric în proporție de 1 2 %) introduse între zidăria vetrei, cilindrul din azbest și un șablon cilindric din tablă de otel de (4 8) mm grosime. Șablonul din oțel poate fi topit odată cu prima șarjă sau încălzit la circa 400 UC, răcit și scos afară. In ultimul timp, șablonul se scoate afară fără a mai fi încălzit, iar creuzetul este sinterizat prin încălzire cu gaz metan sau electrică. Starea căptușelii creuzetului trebuie controlată zilnic, pentru a împiedica fisurarea acesteia și pătrunderea metalului topit la inductor, având drept urmare explozia cuptorului. Uzura căptușelii este sesizabilă prin creșterea factorului de putere al cuptorului cu circa (1030)% față de valoarea corespunzătoare fazei topite a primei șarje. Aceasta se observă prin numărul scăzut de condensatoare necesar compensării la cos =1. Durata de viață optimă a creuzetului este dată de răcirea lui de către inductor, a cărui parte superioară coincide cu oglinda metalului topit, la cuptoarele de medie frecvență.

Creuzetul este acoperit cu un capac, în special la cuptoarele de frecvență înaltă, la care agitația băii este mai intensă. Capacul poate fi deplasat manual sau cu macaraua. Când este necesară schimbarea curentă a compoziției aliajului se utilizează creuzete din grafit sau din carbură de siliciu. Pentru magneziu se utilizează creuzete din oțel. In aceste situații pe lângă încălzirea prin inducție intervine și încălzirea indirectă prin rezistență.

INDUCTORUL constă dintr-o bobină, inele de presiune inferior și superior, tiranții și șunturile magnetice din tole. Bobina este cilindrică într-un singur strat, din țevi de cupru răcite cu apă. Spirele inductorului pot fi neizolate (fixate cu distanțatoare la 10H20 mm între spire) în aer sau turnate în azbociment, izolate cu micanită sau sticlostratitex având grosimea minimă de pentru temperaturi între 150 și .

Radial de-a lungul perimetrului bobinei sunt dispuse pachete de tole, presate cu șuruburi pe bobină. La cuptoarele de medie frecvență pachetele de tole pot fi înlocuite prin tablă din cupru sau un recipient din cupru la capacitățile mici. La racordurile electrice sunt conectate cablurile răcite cu apă ale rețelei scurte. Racordurile de apă formează mai multe circuite de răcire, fiind alimentate de la o instalație de răcire cu apă. In domeniul menținerii la cald a metalelor, la capacități de 3 până la 120 tone, s-a introdus cuptorul cu creuzet având inductorul scurt.

CARCASA cuptorului susține zidăria vetrei, inductorul, coroana refractară și creuzetul. In părțile inferioară și superioară, carcasa este prevăzută cu deschizături care servesc la aerisirea liberă a interiorului cuptorului. Deschizăturile permit curgerea directă a șarjei topite în groapa turnătoriei, în eventualitatea fisurării creuzetului. Carcasa este fixată pe lagărele mecanismului de răsturnare. Prin cei doi cilindri hidraulici ea poate fi răsturnată cu circa 95 . In funcție de necesitățile tehnologice, cuptoarele cu creuzet pot fi utilizate în următoarele regimuri de funcționare:

• intermitent, la care cuptorul se golește complet după fiecare șarjă, iar pornirea se face cu încărcătură solidă;

• continuu, la care în permanență în cuptor rămâne o cantitate de metal topit;

• după procedeul duplex pentru elaborarea fontelor, împreună cu un alt cuptor de topire (cubilou, cuptor cu arc electric) sau alt cuptor de supraîncălzire (de inducție cu canal). Procedeul duplex poate fi realizat și numai cu un cuptor cu creuzet alimentat în faza de topire cu frecvență medie, iar în faza de menținere, cu frecventă industrială.

Fig. 3.1. Diametrul minim dm al bucăților solide la pornirea cuptoarelor cu creuzet în funcție de frecventa f.

PORNIREA cuptorului cu creuzet impune utilizarea unor bucăți solide de metal având dimensiunile minime dependente de frecvența tensiunii de alimentare (fig. 3.1.). Valorile provin din condiția de absorbție a puterii maxime (tabelul 2.1. rândul 3).

Pornirea cuptoarelor de frecvență înaltă necesită bucăți solide de metal având o dimensiune de cel puțin 200 mm. Deoarece nu sunt întotdeauna disponibile astfel de bucăți, cuptoarele de F.I. se pornesc cu blocuri solide, confecționate din deșeuri, având greutatea de circa (1525)% din capacitatea

cuptorului. în această fază a procesului tehnologic, curentul cuptorului are o valoare mare, ceea ce necesită reducerea tensiunii de alimentare. La funcționarea continuă, din cuptor se golește numai materialul necesar pentru turnarea imediată, în locul lui fiind introduse bucăți solide de metal. Deoarece prin funcționarea cu creuzetul parțial umplut cu metal topit, puterea activă acuză o scădere față de valoarea ei nominală, se recomandă ca golirea cuptoarelor de F.I. să nu depășească (50470)% din capacitatea nominală. Cuptoarele de medie frecvență pot fi pornite și fără metal topit.

3.4. FORȚE ELECTRODINAMICE ÎN BAIA DE METAL TOPIT

Asupra curenților turbionari induși în șarjă (de ordinul miilor de amperi), aflați în câmpul magnetic (sute de A/cm) al inductorului, acționează forțe electrodinamice care agită baia de metal topit.

Presiunea electrodinamică maximă apare în axul cilindrului care reprezintă șarja având expresia:

în care: – intensitatea câmpului magnetic în spațiul dintre inductor și șarjă, [A/m];

– permeabilitatea magnetică a materialului șarjei, [H/m];

– curentul indus în șarjă, [A];

-înălțimea șarjei, [m].

Datorită neuniformității câmpului magnetic la capetele inductorului, repartiția presiunilor va fî neuniformă (fig. 3.2. a.), conducând la agitația băii de metal topit în sensurile indicate în figura 3.2. b.. Ca rezultat al agitației, la suprafața băii se va forma un menise, a cărui înălțime hm se determină din egalitatea presiunii electrodinamice pe cu presiunea hidrostatică a meniscului:

în care : (3.2.)

Din egalitate rezultă înălțimea meniscului:

[m] (3.3.)

a cărei valoare relativă procentuală se notează cu:

[%] (3.4.)

Fig. 3.2. Forțe electrodinamice în baia de metal topit:

a. – repartiția presiunilor;

b. – agitația băii.

Înlocuind în relația (2.28.) valoarea câmpului Hq din relația (3.2.), se obține expresia puterii active în șarjă sub forma:

[W] (3.5)

În care : (3.6.)

Pe de altă parte, puterea activă necesară topirii metalului este:

[W] (3.7.)

În care : (3.8.)

-randamentul termic al cuptorului;

– timpul de pornire, [s].

Din egalarea relațiilor (3.5.) și (3.7.) rezultă legătura dintre înălțimea meniscului hm %, timpul de topire tt și frecvența f a tensiunii de alimentare, sub forma:

(3.9.)

În care :

Din punct de vedere metalurgic, limitele agitației băii de metal sunt în domeniul (8420)% și dau posibilitatea stabilirii domeniului frecvențelor utilizabile, dacă timpul de topire este cunoscut. După cum rezultă din figura 3.3., densitatea de putere și prin aceasta timpul de topire minim, sunt determinate de agitația maxim admisă a băii.

La geometrie dată a creuzetului, densități mărite de putere și timpi reduși de topire pot fi obținute numai prin mărirea frecvenței.

Fig. 3.3. Nomogramă pentru stabilirea înălțimii hm a meniscului la cuptoarele de inducție cu creuzet.

Oțel la ;

Fontă la 1500 °C.

Rezultă deci, că la aceeași agitație a băii, un cuptor de medie frecvență (500 Hz de exemplu) va avea puterea de trei ori mai mare decât unul de frecvență înaltă, respectiv pentru aceeași putere, creuzetul cuptorului de medie frecvență are capacitatea de 1/3 din capacitatea cuptorului de frecvență înaltă. In afara dependențelor indicate, agitația băii de metal topit depinde și de poziția inductorului față de șarja. După cum rezultă din figura 3.4., înălțimea meniscului scade cu coborârea inductorului.

Fig. 3.4. Dependența înălțimii hm a meniscului de poziția inductorului față de șarjă, (a – este distanța dintre mijlocul inductorului, respectiv mijlocul șarjei.)

CAP. 4 PROIECTAREA CUPTORULUI CU CREUZET PENTRU TOPIREA OȚELULUI

4.1. DATELE DE PROIECTARE

În calculul cuptoarelor cu creuzet se precizează proprietățile fizice ale metalului ce urmează a fi topit, capacitatea m (kg) a cuptorului, regimul tehnologic necesar (temperatura de topire , de golire și timpul de topire , fig. 4.1.) condiții tehnologice speciale (topire în vid).

Fig. 4.1. Diagrama temperatură – timp t , pentru procedeele de elaborare în cuptoarele cu creuzet (retopirea oțelului).

In cele ce urmează vor fi prezentate principalele etape de calcul:

Să se proiecteze un cuptor cu creuzet având capacitatea m=15 kg oțel

Procesul tehnologic are următoarele date:

temperatura de topire: =1520 °C;

temperatura de golire: =1600 °C;

timpul de topire: =20 min ;

frecvența de lucru f=50 Hz ;

randamentul total al instalației

4.2. Dimensiunile cuptorului cu creuzet

Dimensiunile creuzetului (fig. 4.2.) se determină pe baza relațiilor:

• înălțimea creuzetului se adoptă circa (2030)% mai mare decât h2 pentru a ține cont de agitația băii și de adăugarea bucăților solide de metal.

(4.1)

• grosimea peretelui creuzetului:

(4.2.)

Rezultă din valorile raportului :

• grosimea cilindrului de azbest:

ales între (4.3.)

Fig. 4.2. Dimensiunile cuptorului cu creuzet

4.3. RANDAMENTUL TERMIC

Se alege materialul refractar: cuarțită () având conductivitatea termică: =1,5 W/mK.

Randamentul termic se determină din figura 4.3.

În figura 4.3. este reprezentat randamentul termic în funcție de metalul topit, capacitatea m a cuptorului, timpul de topire , conductivitatea termică a materialului refractar, coeficientul de zveltețe al băii și de raportul dintre diametrul interior d al inductorului și diametrul interior al creuzetului. Rezultă:

(4.4)

Rezultă: (4.5.)

Fig. 4.3. Nomogramă pentru stabilirea randamentului termic t al cuptoarelor de inducție cu creuzet:

1. oțella ;

2. fontă la

4.4. ALEGEREA FRECVENTEI DE LUCRU

Condițiile care delimitează domeniul frecvenței de lucru sunt:valorile mari ale randamentului electric și factorul de putere rezultă

pe baza relației (2.34.) adică la topirea prin inducție, sub forma limitării inferioare a frecvenței:

(4.6.)

pentru oțel topit

Vom adopta frecvența de lucru f =2500 Hz care corespunde generatoarelor de medie frecvență produse în mod uzual pentru încălzire prin inducție.

2. limitele admise pentru agitația băii de metal, date de figura 3.5.

Pentru f =2500 Hz aleg h %=0,25%

Tabelul 4.1. conține caracteristicile cuptoarelor cu creuzet pentru topirea oțelului și fontei, ținând cont și de cheltuielile de investiții și exploatare.

Tabelul 4.1. Caracteristicile cuptoarelor de inducție cu creuzet pentru

topirea oțelului și fontei.

4.5. CALCULUL INDUCTORULUI ȘI AL SISTEMULUI

INDUCTOR-ȘARJĂ

• înălțimea inductorului o depășește pe cea a băii de metal topit:

(4.7.)

• grosimea peretelui spirei (fig. 2.2.), conform tabelului 2.1. (rândul 1) se alege în domeniul:

(4.8.)

-fiind adâncimea de pătrundere a curentului în inductor:

(4.9.)

(cupru la )

• în continuare se determină parametrii sistemului inductor – șarjă, raportați la o singură spiră:

• rezistența și reactanța inductorului (relațiile 2.11. și 2.12.) cu N =1:

(4.10.)

Deoarece

Factorul de umplere axială are valorile: g = (0,60,9) pentru țevi sau bare

dreptunghiulare și g = (0,60,7) pentru țevi cilindrice.

Aleg g =0,8 pentru țevi dreptunghiulare.

(4.11.)

Rezultă din tabelul 2.1.

(4.12.)

• reactanța aerului dintre inductor și șarjă (relația 2.25.) cu N =1 :

[] (4.13.)

• parametrii totali ai sistemului sunt:

• parametrii șarjei:

(4.14.)

pentru (din tabelul 2.1) (4.15.)

Din relatia (2.6) obtinem:

(4.16.)

• parametrii totali raportați la o spiră:

(4.17.)

(4.18)

• randamentul electric:

(4.19.)

• factorul de putere:

(4.20.)

• solenația inductorului:

[A] (4.21.)

în care: P2 – puterea indusă în șarjă și este dată de relația:

[W] (4.22.)

(4.23.)

Rezulta:

(4.24.)

• puterile cuptorului

(4.25.)

• puterea activă a cuptorului:

[W] (4.26.)

(4.27.)

• puterea aparentă:

KVA (4.28.)

• puterea reactivă

(4.29.)

•tensiunea pe spiră:

(4.30.)

în care: U – tensiunea;

I – curentul cuptorului, rezultă tensiunea pe spiră:

V/spiră (4.31.)

Valorile uzuale pentru cuptoarele de medie frecvență sunt: (20175)V/spiră. In continuare apar două variante:

a. se alege sursa de alimentare (= P ; = f) având tensiunea = U

impusă și din relația: rezultă numărul N de spire;

b. se stabilește numărul N de spire ținând cont de înălțimea

hi disponibilă și din aceeași relație ca în cazul a. se calculează tensiunea U.

Folosim varianta a.

Alegem = U =520 V și rezultă numărul de spire:

spire (4.32.)

• curentul cuptorului:

(4.33.)

• construcția spirelor:

Alegem țevi dreptunghiulare cu g =0,8

•• înălțimea spirei:

Din rezulta : (4.34)

(4.35.)

• distanta de izolație:

(4.36.)

verificări necesare :

densitatea de curent :

(4.37.)

Ȋn situația răcirii cu apă a inductorului:

(4.38.)

• intensitatea câmpului electric dintre spire:

(4.39.)

în care este valoarea admisibilă de circa (1040) V/mm pentru aer și

100 V/mm pentru izolație cu fibră de sticlă.

(4.40.)

• parametrii totali ai cuptorului sunt:

• rezistența totală:

(4.41.)

• reactanța totală:

(4.42.)

4.6. ECRANUL MAGNETIC

Numărul și dimensiunile pachetelor de tole se stabilesc pe baza relațiilor

• fluxul magnetic:

(4.43)

• secțiunea totală a șunturilor:

(4.44.)

unde : B=0,15 T ales

• masa totală a tolelor:

Kg tole (4.45.)

Ca valoare orientativă se recomandă un consum de tole de circa (600700)

kg/tonă capacitate a cuptorului.

4.7. INSTALAȚIA DE RĂCIRE CU APĂ

Apa de răcire care se introduce în inductor preia prin convecție pierderile de căldură dezvoltate în țevile din cupru prin efect Joule și pierderile de căldură transmise prin convecție prin peretele creuzetului. Calculul răcirii cu apă a inductorului cuptorului:

• puterea pierdută (Pe):

(4.46)

• debitul de apă se calculează :

(4.47.)

(4.48.)

• dimensiunile interioare ale spirei

(4.49.)

(4.50.)

• viteza apei de răcire:

(4.51.)

• diametrul hidraulic se obține :

(4.53.)

• numărul lui Reynolds se obține :

(4.54.)

pentru

• numărul lui Nusselt se obține :

(4.55.)

• numărul lui Prandtl: Pr =4,3 se alege din tabelul de mai jos:

• transmisivitatea se obține :

(4.56.)

W/mK ales din tabelul de mai sus.

• Puterea preluată de apa de răcire:

(4.57.)

(4.58.)

• Pierderea de presiune în inductor:

at/m (4.59.)

at (4.60.) • circuite de răcire: – Bobina de încălzire se divizează în două circuite parțiale de răcire cu câte 10 spire:

Circuitele de răcire 1 și 2 ale bobinei de încălzire:

• debitul de apă:

rezulta: l/min (4.61.)

• viteza apei:

rezulta: m/s (4.62)

• pierderea de presiune:

at/m

at (4.63.)

4.8. CALCULUL ECHIPAMENTULUI ELECTRIC ȘI AL CONDENSATOARELOR DE COMPENSARE

• rețeaua scurtă

• cabluri flexibile răcite cu apă, 1 kW;

• secțiunea:

(4.64.)

• curentul transformatorului:

A (4.65.)

• barele transformatorului

• secțiunea:

(4.66.)

• curentul admisibil:

– secțiunea aleasă a barelor: 100×10" m ;

– curentul continuu admisibil: .

A (4.67.)

• condensatoarele de compensare:

• reactanta:

(4.68.)

• puterea:

kVAR (4.69.)

• transformatorul cuptorului:

• puterea aparentă cerută:

kVA (4.70)

• puterea transformatorului:

kVA (4.71)

• randamentul:

(ales)

4.9. INDICATORII ENERGETICI AI INSTALAȚIEI CUPTORULUI

• randamentul:

(4.73.)

• consumul specific de energie:

kWh/t = Wh/Kg (4.74)

• productivitatea:

Kg/min=45 Kg/h (4.75.)

Schema electrică echivalentă a instalației de încălzire prin inducție

Fig. 4.1.0. Schema electrică echivalentă a instalației de încălzire prin inducție.

4.1.1.Program Quick Field

4.1.1.1.Reprezentarea inducției electromagnetice printr-un cuptor

Programul Quick Field discretizează domeniul de câmp în elemente finite triunghiulare de ordinul întâi și asociaza fiecărui nod al rețelei un potențial magnetic.Printr-o tehnica de calcul variațional,programul stabilește un sistem de ecuații algebrice verificate de potențialele nodurilor rețelei din care se scad potențialele cunoscute de valori ȋn nodurile rețelei.Procesarea soluției numerice se realizeaza ȋn diferite moduri alese de operator și implementate de programul de calcul.

BIBLIOGRAFIE

Dan Comșa, Lucia Pantelimon ELECTROTERMIE, Editura Didactică și Pedagogică, București 1979

Dan Comsa UTILIZĂRI ALE ENERGIEI ELECTRICE, Editura Didactică și Pedagogică, București 1973

Dan Comșa ș.a. PROIECTAREA INSTALAȚIILOR ELECTRICE INDUSTRIALE, Editura Didactică și Pedagogică, București 1979

HUTTE Manualul inginerului 2000.

COMȘA DAN, Instalații electrotehnice industriale, voi. 1+2, Editura Tehnică, București, 1986;

GOLOVANOV N. și colectiv, Electrotermie și Electrotehnologii,

Editura Tehnică, București, 1997;

BIBLIOGRAFIE

Dan Comșa, Lucia Pantelimon ELECTROTERMIE, Editura Didactică și Pedagogică, București 1979

Dan Comsa UTILIZĂRI ALE ENERGIEI ELECTRICE, Editura Didactică și Pedagogică, București 1973

Dan Comșa ș.a. PROIECTAREA INSTALAȚIILOR ELECTRICE INDUSTRIALE, Editura Didactică și Pedagogică, București 1979

HUTTE Manualul inginerului 2000.

COMȘA DAN, Instalații electrotehnice industriale, voi. 1+2, Editura Tehnică, București, 1986;

GOLOVANOV N. și colectiv, Electrotermie și Electrotehnologii,

Editura Tehnică, București, 1997;