Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор литературных и производственных данных по теме диссертации и постановка цели и задач исследования . 9
1.1. Основные положени теории индукционного нагрева. 9
1.2. Особенности плавки в индукционных тигельных печах промышленной частоты (ИТППЧ). 21
1.3. Особенности плавки в средне- и высокочастотных тигельных печах. 25
1.4. Возможность получения высокоуглеродистых чугунов в индукционных тигельных печах. 28
1.5. Влияние состава шихты на производительность плавки в высокочастотных печах. 32
1.6. Общие выводы по литературному обзору и постановка задач исследования. 34
2. Разработка методики определения в производственных условиях К.П.Д. высокочастотных печей в различные периоды плавки . 36
2.1. Разработка методики вычисления потерь мощности при плавке в
индукционных тигельных печах. 36
2.2. Разработка методики экспериментального определения потерь мощности при плавке в индукционных тигельных печах. 45
2.3. Конструкция промышленно-экспериментальной установки. 46
2.3.1. Изменение конструкции токоподвода. 46
2.3.2. Расчётные значения потерь мощности в установке ИСТ 016. 52
2.3.3.Методика обработки экспериментальных данных. 54
2.4. Эксперименты по определению коэффициентов согласования в формулах для расчёта потерь мощности в экспериментальной установке . 55
Выводы по п.2. 62
3. Разработка методов повышения энергетической эффективности плавки в высокочастотных печах . 64
3.1. Определение оптимальных размеров кусков шихты для плавки в высокочастотных печах. 64
3.1.1. Расчёт оптимальных размеров кусков шихты. 64
3.1.2. Экспериментальная проверка влияния свойств садки печи на электрический К.П.Д. 72
3.2. Определение оптимального уровня жидкого металла в тигле. 76
3.3. Разработка технологии переплавки стружки в высокочастотных тигельных печах. 80 3.3.1. Технико-экономическое обоснование проблемы 80
3.3.2. Электротермические особенности индукционного нагрева сыпучей металлической стружки . 83
3.3.3. Особенности процесса окисления стружки в высокочастотных тигельных печах. 86
3.3.4. Эксперименты по плавке чугунной стружки. 90
3.3.5. Изменение химического состава при плавке чугунной стружки 100
3.3.6. Эксперименты по плавке стружки латуни. 101
Выводы по п.З. 103
4. Разработка методов повышения эффективности процесса науглероживания в высокочастотных печах . 103
4.1. Сравнительный анализ процессов науглероживания в индукционной вагранке и высокочастотной печи . 103
4.2. Плавка с раздельным науглероживанием компонентов шихты кусковым науглероживателем. 108
4.3. Плавка с раздельным науглероживанием кусков шихты зернистым науглероживателем. 111
4.4. Компьютерное моделирование процессов раздельного науглероживания в высокочастотной печи. 112
4.5. Результаты компьютерного моделирования процесса науглероживания. 114 4.6.Результаты экспериментов по науглероживанию. 117
4.6.1. Определение электротермических параметров нагрева кускового науглероживателя. 117
4.6.2. Эксперименты по раздельному науглероживанию электродным боем. 119
4.6.3. Эксперименты по раздельному науглероживанию зернистым науглероживателем. 120
Выводы по п. 4. 121
Общие выводы по работе. 122
Список использованной литературы. 124
Приложения. 131
- Особенности плавки в индукционных тигельных печах промышленной частоты (ИТППЧ).
- Эксперименты по определению коэффициентов согласования в формулах для расчёта потерь мощности в экспериментальной установке
- Электротермические особенности индукционного нагрева сыпучей металлической стружки
- Сравнительный анализ процессов науглероживания в индукционной вагранке и высокочастотной печи
Введение к работе
В последние три десятилетия в зарубежном литейном производстве плавка чугуна в индукционных тигельных печах промышленной частоты вытесняется плавкой в среднечастотных тигельных печах. Это объясняется тем, что появление мощных, надежных и экономичных тиристорных преобразователей частоты тока, позволило реализовать преимущества плавки от твёрдой завалки по сравнению с плавкой с использованием переходной ванны.
В Российской Федерации в условиях зарождения рыночной экономики переход на плавку в таких печах сдерживается их высокой стоимостью и отсутствием квалифицированных кадров, необходимых для эксплуатации и обслуживания такого оборудования. Чугунолитейные цехи и участки небольшой мощности в Росси по-прежнему оснащены главным образом высокочастотными тигельными печами ёмкостью до 1 тонны с машинными преобразователями частоты. Такие плавильные установки по удельной мощности (1... 1,5 кВт/кг) не уступают самым современным среднечастотным печам и позволяют завершить плавку чугуна за 35...50 минут. Однако на практике продолжительность плавки часто превышает 60 минут. Первопричиной такого снижения производительности печей является необходимость использования для плавки дешёвой низкосортной шихты -стружки, высечки плохо разделанного стального и чугунного лома. Использование такой шихты для плавки в высокочастотных печах требует тщательного отбора компонентов шихты для первичной садки тигля и оптимальной последовательности догрузки шихты по мере её проплавлення.
Оптимизировать последовательность загрузки имеющихся в цехе компонентов шихты можно по величине К.П.Д. печи в различные периоды
плавки. Однако в настоящее время отсутствует методика определения этой величины, пригодная для использования в производственных условиях.
Существующие способы плавки наиболее дешёвого компонента шихты -стружки характеризуются резким снижением производительности печи и угаром превышающим 50%.
Процесс науглероживания металла в печах высокой удельной мощности не успевает завершиться за время его расплавления и перегрева. Это приводит к увеличению продолжительности плавки и снижению коэффициента загрузки генератора.
Кроме того, высокочастотные печи серии ИСТ имеют конструктивные недостатки, препятствующие реализации их энергетических возможностей.
Целью представленной работы является разработка методов увеличения эффективности плавки чугуна в высокочастотных печах повышенной удельной мощности.
Для достижения поставленной цели необходимо было решить несколько задач:
- разработать методику определения К.П.Д. высокочастотной печи в
производственных условиях;
разработать способы снижения себестоимости жидкого металла путём подбора оптимального состава компонентов шихты и последовательности их загрузки в печь;
разработать эффективный метод плавки чугунной стружки;
- разработать методы ускорения процесса науглероживания металла при
выплавке высокоуглеродистых чугунов, в том числе высокопрочных;
- усовершенствовать конструкцию и настройки печи;
внедрить в производство и учебный процесс результаты исследования.
Разработанные в диссертации методы основаны на возможности использования преимуществ индукционного нафева кусковой (дискретной) магнитной шихты по сравнению с плавкой в «болоте», а также на применении
наиболее эффективных методов науглероживания металла, используемых в печах непрерывного действия.
НАУЧНАЯ НОВИЗНА
1. Выявлен механизм процесса плавления сыпучей металлической
стружки в индукционных тигельных печах.
2. Уточнено влияние размеров кусков шихты на К.П.Д. высокочастотных
печей при плавке чугуна.
3. Теоретически обоснована возможность и целесообразность процессов
раздельного науглероживания стальной и чугунной части шихты при
плавке синтетического чугуна в высокочастотных печах высокой
удельной мощности.
ДОСТОВЕРНОСТЬ научных положений и выводов подтверждается большим объемом лабораторных и производственных экспериментов.
ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ
Разработана методика вычисления в производственных условиях К.П.Д. печи, позволяющая корректировать технологию плавки по результатам предыдущих плавок.
Разработан способ плавки в высокочастотных печах чугунной стружки, обеспечивающий минимальный угар и незначительное снижение производительности печи.
Разработаны рекомендации по отбору шихты для первичной садки печи, последовательности загрузки оставшихся компонентов шихты в процессе их проплавлення и по определению оптимального уровня заполнения тигля в режиме максимальной производительности печи.
Разработаны методы раздельного науглероживания металла зернистым и кусковым науглероживателем, обеспечивающие сокращение времени плавки.
Результаты работы внедрены в производство в ЗАО «РОССИМАШ» и в литейном цехе УНТЦ МГТУ «МАМИ» в г. Ивантеевке.
Методика определения К.П.Д. высокочастотной печи используется при проведении лабораторных работ по курсу «Литейные сплавы и плавка».
Публикации: Основные положения работы изложены
Маляров А.И., Козлов СВ. Технология плавки чугунной стружки в высокочастотных тигельных печах. // Металлургия машиностроения 2004.- №4.
Маляров А.И.,. Миронов А.С, Козлов СВ. Исследование механизма плавления чугунной стружки в высокочастотных тигельных печах. // Заготовительное производство в машиностроении. «Машиностроение». - 2004. -№ 12.
2. Маляров А.И.,. Миронов А.С, Козлов СВ. Анализ опыта эксплуатации печей серии ИСТ. // Литейщик России. - 2004. - №12.
Апробация: Основные результаты работы доложены и обсуждены на научных семинарах кафедры «Машины и технология литейного производства», на Международной научно-технической конференции ААИ 25,26 сентября 2002 г. МГТУ «МАМИ» и заседании Научно-технического совета УНТЦ МГТУ «МАМИ» в г.Ивантеевке.
1. Обзор литературных и производственных данных по теме диссертации и
постановка цели и задач исследования. 1.1. Основные положение теории индукционного нагрева. В течение длительного периода плавки садка тигля представляет собой расплав металла по форме близкий к цилиндру. В этом случае тигельную печь (рис. 1.1) можно рассматривать как воздушный трансформатор [1,2]. Первичной обмоткой этого трансформатора является многовитковый индуктор -2, по которому проходит переменный ток от источника питания -1. Разновидность поверхностного эффекта - катушечный эффект - выражается в том, что ток проходит не по всему сечению трубки индуктора, а по тонкому слою, обращенному к его оси. Толщина этого слоя называется глубиной
проникновения тока в медь индуктора -Л^Си и вычисляется по формуле:
]РСи
АЭСм=503.^ (1.1)
где: А^Си~ в м; РСи~ УДельное электрическое сопротивление меди в Ом 'м,
J - частота тока в индукторе.
Вторичная обмотка представляет собой поверхностный слой цилиндрической садки, в котором протекает индуцированный ток. Поскольку этот единственный виток вторичной обмотки коротко замкнут, он одновременно является и нагрузкой воздушного трансформатора. Толщина поверхностного слоя садки -АЭс называется глубиной проникновения тока в металл садки. Она зависит от частоты тока и электромагнитных свойств металла и определяется по формуле:
Л* =503-^, (1.2)
где: Азс~ в м' Рс~ УДельное электрическое сопротивление металла садки в
Ом ' м; J - частота тока в индукторе; цг - относительная магнитная проницаемость металла садки.
Поскольку электромагнитная связь между первичной и вторичной
обмотками осуществляется через слой немагнитной и неэлектропроводной
футеровки тигля и воздух, образуется большое рассеивание магнитного потока,
создаваемого индуктором. Поэтому источник питания оказывается
загруженным главным образом реактивным индуктивным током - IL,
отстающим на 90 градусов от напряжения. По практическим данным
реактивный индуктивный ток -1ь циркулирующий от индуктора к источнику питания примерно в 10 раз превосходит активный ток - Іа в цепи. Из векторной диаграммы токов (рис.1.2,а) видно, что при таком соотношении величин токов коэффициент мощности установки (естественный Cos (р) не превышает 0,1. Для того чтобы разгрузить источник питания от индуктивных (запаздывающих) токов, в электрическую цепь параллельно индуктору включают конденсаторы. Известно, что ток, протекающий через конденсаторы - 1с, опережает напряжение на 90. Емкость конденсаторов подбирают так, чтобы опережающий емкостной ток, проходящий через них, был равен по абсолютной величине запаздывающему индуктивному току индуктора. В этом случае реактивные токи индуктора и конденсаторов взаимно компенсируются. Реактивная мощность циркулирует в коротком колебательном контуре индуктор - конденсаторы, а источник питания оказывается загруженным только активным током. На рис. 1.2,6 показана векторная диаграмма токов в колебательном контуре, при настройке его в резонанс токов, т.е. когда \\j= - Ic. Из диаграммы видно, что costp установки с компенсирующими конденсаторами может быть равен 1.
Мощность, поглощаемая загрузкой печи, зависит от ее электромагнитных свойств, поэтому при работе на разных шихтах, а также при изменении электромагнитных свойств загрузки в процессе ее нагрева и плавления соотношение активных и индуктивных токов и индукторе изменяется. Это приводит к нарушению резонанса колебательного контура. Для подстройки контура в резонанс в электрической схеме печи (рис. 1.1) наряду с
~т—т—т—т—т—т
ИНГ
Рис. 1.1 .Принципиальная схема индукционной тигельной печи.
'а. ген
ген.
->
U ген.
Если1ь= -1С, COScp =1
I,
а) б)
Рис.1.2. Векторная диаграмма токов при естественном COScp (а) и
при настройке контура в резонанс токов (б).
постоянно включенными конденсаторами -3 предусматривают подстроечные конденсаторы (или наборные емкости)- 4.
При расчётах индукционных тигельных печей используется понятие настила тока в индукторе и в садке (рис. 1.З.). Настил тока в индукторе - это число ампер-витков индуктора, приходящихся на его единичную высоту. Например, если число витков индуктора на 1 метре его высоты -wt,o равно 15 1/м, а сила полного тока в нём 1ОИ-2000А, то настил тока равен: 10и* Wi.o =30 000А/м.
Поскольку число витков садки равно 1, настил тока в садке - это сила тока, приходящаяся на 1 метр её высоты: Ioco.i = Ioc/h.
Соотношение между активным и реактивным токами в индукторе и садке может быть разным, но настилы полного тока в индукторе и садке равны. Это вытекает из закона полного тока: «интеграл от напряжённости магнитного поля по любому замкнутому контуру равен алгебраической сумме токов, охваченных этим контуром».
{#<# = / (1.3)
/
Интеграл по контуру 1-2-3-4 (рис.1.3.) равен 0, так как напряжённость поля снаружи бесконечно длинного индуктора и на глубине садки, превышающей глубину проникновения равна нулю. На участках контура 1-2 и
3-4 произведения Н ш COS 90 также равны нулю.
Следовательно, алгебраическая сумма настила полного тока в индукторе и садке равна нулю, а поскольку эти токи имеют противоположные знаки, их абсолютные величины равны.
1ои ,wi,o =1осю С1-4)
Этот важный вывод положен в основу методик расчёта индукционных тигельных печей [1,4,5,6,7,8].
Для вычисления электрического К.П.Д. индукционного нагрева также используется величина настила тока.
Ь„з
Рис. 1.3. Иллюстрация понятия настила тока и закона полного тока в
индукторе и садке.
±
ВОЗДУХ
МЕТАЛЛ
Рис. 1.4. Схема проникновения электромагнитной волны в металл.
Лэл. = p +p і e: (L5>
1 ас l au
Т]эл - электрический К.П.Д.; Pac- активная мощность, выделяющаяся в садке;
PctU - активная мощность, выделяющаяся в индукторе.
Известно, что активная мощность, выделяющаяся в проводнике (Джоулево
2 2 /
тепло), равна: Ра = 1а RQ = Ia /? — ; где: (1.6)
Iа- активный ток в проводнике, A; RQ- его активное сопротивление, Ом,
Р~ удельное сопротивление, Ом м; /- длина проводника, м; S - сечение
проводника, м2.
Активный (токонесущий) слой индуктора единичной высоты имеет сечение:
s = &3Cu'l'k3.u.>
где:
кзи- коэффициент заполнения индуктора равный: —р2^; /?ш - толщина
слоев изоляции между витками.
Длина витка индуктора по среднему сечению / = 71 * Jjcv
Подставив в (1.6) значения l,S и Дэм, после преобразований получим:
Раи\,0 ~ 503 *(^01,0) 'Dcp. '4РСи 'f'T
"3U
Аналогично вычисляют значение активной мощности в единичном слое
садки:
9 I
Рас\,0 = 503 'VOW ) 'dcp.'ylPc'M'f-
Электрический К.П.Д. определится формулой:
Пэл. = ~БіТ- d-7>
'Ар. Реи
<*ср. V Рс "У"
Обычно для плавильных печей глубина проникновения тока &эги и
Аэсзначительно меньше диаметра индуктора и садки соответственно. Поэтому в формуле (1.7) учитывают не средние диаметры токонесущих слоев индуктора и садки, а внутренний диаметр индуктора -D и наружный диаметр
садки и .
В теории индукционного нагрева рассматривается случай, когда D =и .
В этом случае вычисляют предельный электрический К.П.Д., являющийся характеристикой пригодности металла к индукционному нагреву:
Пэл.пр. = ~^Щ
V Рс-И
В таблице 1.1 приведены значения предельного электрического К.П.Д. при
нагреве различных металлов и сплавов по данным [1].
Значения предельного электрического К.П.Д Таблица 1.1
Приведённая выше трансформаторная теория проста для понимания и пригодна для анализа процессов происходящих в печи при перегреве жидкого металла или при расплавлении твёрдой шихты погружаемой в переходную ванну («болото»). Однако её использование для описания процесса плавки на твёрдой завалке не имеет реального физического смысла.
Современная теория индукционного нагрева [3,4] утверждает, что энергия переменного электромагнитного поля, создаваемого индуктором, поглощается в большей или меньшей степени поверхностным слоем каждого из электропроводных кусков, помещенных в это поле. Проникновение электромагнитной волны в металл сопровождается уменьшением длины волны и резким уменьшением (по экспоненте) амплитуды магнитной и электрической составляющих (рис.1.4.). Толщина слоя, в котором амплитудные значения тока уменьшаются в е раз, называют глубиной проникновения тока. Для упрощения электротехнических расчётов принято считать, что весь индуцированный ток сосредоточен в этом слое, так как около 90% энергии выделяется именно в нём.
Эффективность индукционного нагрева зависит от электромагнитных свойств металла, размеров и формы нагреваемых кусков и частоты тока.
Так, например, для получения удовлетворительного К.П.Д. при индукционном нафеве цилиндрического тела его диаметр должен превышать глубину проникновения не менее чем^...5 раз, т.е.
(Лц >(4...5)- Аэ (1.8)
Принято говорить, что в этом случае система индуктор-садка работает в области ярко выраженного поверхностного эффекта, т.е. в нагреваемом теле существует поверхностный токонесущий слой и сердцевина, величиной тока в которой можно пренебречь. Цилиндр меньшего диаметра, помещенный в индуктор, оказывается "прозрачным" для электромагнитных волн, которые проходят через него, не вызывая существенного нагрева. Это явление используется в конструкции сердечников трансформаторов и магнитопроводов, которые в отличие от шихты не должны разогреваться. Поэтому сердечники выполняются не сплошными, а сборными из пластин, толщина которых, значительно меньше глубины проникновения тока. Пластины сердечников электрически изолируют друг от друга лаком или путём фосфатации пластин.
Из соотношений (1.1) и (1.2)можно определить минимальный диаметр тигля чугуноплавильной печи, работающей на токе промышленной частоты -
50Гц. Подставив в формулу (1.1) значения электромагнитных характеристик жидкого чугуна: р жидкого чугуна =1,3'10"6 Ом 'м, относительную магнитную
проницаемость//г=1,а также частоту тока J =50 Гц, получим, что глубина
проникновения Аэ равна 81мм. Следовательно, минимальный диаметр тигля печи промышленной частоты согласно (1.2) должен быть: СІЦ >(4...5)'81 =324...405 мм.
Это условие обеспечивает возможность перегрева жидкого металла в печи с минимально приемлемым К.П.Д. На практике печи промышленной частоты имеют диаметр тигля не менее 500 мм и ёмкость не менее 1 тонны.
Пуск печи промышленной частоты на обычной твердой завалке практически невозможен, т.к. размеры кусков шихты, используемой в чугунолитейном производстве, значительно меньше 324...405мм. Для первой плавки в таких печах используют стартовые слитки (пусковые болванки), диаметр которых удовлетворяет уравнению (1.2). Последующие плавки ведут с использованием переходной ванны (плавка с «болотом»). Для этого при выпуске предыдущей плавки в тигле оставляется не менее 1/3 его объема жидкого металла («болото»). При проведении плавки тепло, выделяющееся в «болоте», передается твердой шихте, которая загружается в печь и тонет на дно тигля.
Уравнения (1.1) и (1.2) позволяют определить минимальную частоту тока при заданных размерах кусков шихты. Так при переплаве чугунных стояков диаметром 40мм частота тока должна быть =2400 Гц. Именно на этой частоте работают печи ёмкостью 60...400 кг для плавки стали и чугуна.
Расчеты, проведенные Г.И. Бабатом [3] и Дивильковским^М.А.[18,19], v показывают, что для просторных индукторов, вмещающих в себя множество цилиндрических кусков, при постоянной величине тока в индукторе наибольшая удельная мощность (т.е. мощность, отнесенная к единице объема металла) выделяется в кусках, диаметром равным 3,5'Дэ. Для кусков шихты в
форме пластин максимальная удельная мощность соответствует условию: толщина пластин 8=2,5'Аэ и для шара: d шара=4,8 Аэ. Поэтому оптимальной шихтой для плавки на частоте 2400 Гц будут цилиндрические куски диаметром 42 мм, пластины толщиной 30 мм или шаровидные куски диаметром 57 мм.
Важнейшим выводом, вытекающим из работ [3,18,19], является утверждение о том, что при правильном выборе соотношения между размерами кусков садки и частотой тока можно значительно увеличить электрический К.П.Д. печи по сравнению со значениями, получаемыми из формулы (1.7). Так, например, в работе [19] показано, что, дробя шихту и увеличивая её активную поверхность, даже при нагреве медных шаров можно получить К.П.Д. близкий к единице (рис. 1.5 и 1.6).
Объяснение этого явления дано в работе [6]. При выводе уравнения (1.7) множитель % при диаметрах индуктора и садки автор не сокращает, поэтому уравнение для расчёта электрического К.П.Д. принимает вид:
Ъл-=^ж=^Ж'где: (Ь9)
ndcp \ рс -ц пм V Рм
-Пи- активный периметр индуктора,
-Пм - активный периметр нагреваемого металла.
Из (1.9) следует, что электрический К.П.Д. зависит от соотношения активных периметров Пи / Я„. В случае садки в виде одного сплошного цилиндра это соотношение больше 1. В плавильных печах при использовании кусковой загрузки (например на отдельные цилиндры) можно значительно увеличить периметр металла так, что Пи будет меньше Пм .
Увеличение периметра нагреваемого металла предлагалось осуществить применением волнообразной поверхности внутренней стенки тигля. Тигли с волнообразной поверхностью не получили применения на практике в связи со сложностью их изготовления и эксплуатации.
В работе [7] выведены формулы для вычисления количества кусков
Рис. 1.5. Мощность, выделяющаяся в совокупности цилиндров в зависимости от числа цилиндров (при постоянной общей массе и при неизменных частоте и силе тока в индукторе). г- радиус цилиндра, z- глубина проникновения тока в нагреваемый металл.
Рис.1.6. Коэффициент полезного действия нагрева дроблёной шихты в зависимости от частоты тока.
шихты в форме цилиндров, пластин и шаров, вмещающихся в тигель заданного диаметра и обеспечивающих максимальную мощность, поглощаемую садкой при заданной и частоте тока. Однако эти формулы выведены только для кусков оптимального размера при условии их плотной упаковки в тигле. За плотную упаковку автором принята квадратная решётка с коэффициентом заполнения площади тигля равным ж/4. Теоретически максимальная плотность упаковки цилиндров соответствует гексагональной решётке и равна л/3,45. Кроме того, не учитывается, что при небольших значениях отношения диаметра тигля к диаметру цилиндров максимальная плотность упаковки цилиндрических кусков может быть существенно меньше принятой в вычислениях. На практике суммарная масса однородных кусков шихты, вмещающихся в тигель индукционной печи значительно (в 2 и более раз) меньше массы монолитного цилиндра, диаметр которого равен диаметру тигля. Эта разница особенно существенна для печей малой ёмкости - до 1 тонны. Поэтому расчёт оптимального размера кусков шихты следует уточнить с учётом количества кусков данного размера, вмещающихся в тигель заданного диаметра.
Из формулы (1.1.) видно, что с увеличением частоты тока глубина проникновения уменьшается. Расплавы с низким электрическим сопротивлением (на основе меди и алюминия) характеризуются меньшей глубиной проникновения тока, чем чугуны и стали. Важно отметить, что при нагреве магнитных сталей и чугунов глубина проникновения тока в них увеличивается примерно в 10 раз при переходе через точку Кюри (730...760 С в зависимости от марки сплава). Это объясняется уменьшением
относительней магнитнрй проницаемости ферромагнетиков -jUr от ~100 до 1.
Важной особенностью плавки в индукционных тигельных печах является электродинамическое перемешивание жидкого металла [68], способствующее выравнивание температуры и химического состава металла в объёме ванны, ускорению процессов растворения легирующих элементов и науглероживания.
Взаимодействие тока в индукторе с током, индуцированным в поверхностном слое жидкого металла в тигле, приводит к возникновению электродинамических сил F, действующих на жидкий металл и направленных к оси тигля (рис. 1.7.). Под действием электродинамических сил возникает двухконтурная циркуляция металла, интенсивность которой оценивают по высоте выпуклого мениска Нм на свободной поверхности ванны металла.
Нм = к-Щ?,тж (1.9)
Нм - высота мениска; к - коэффициент пропорциональности,; Руд. - удельная
мощность, передаваемая в садку; f - частота тока.
Выводы по п. 1.1 1. Электротехнические преимущества индукционного нагрева дискретной (кусковой) шихты по сравнению с нагревом сплошного металлического массива были доказаны ещё в 30-х годах прошлого века.
2. Эти преимущества могут быть реализованы только при правильном соотношении между частотой тока в индукторе и размерами и формой кусков шихты, с учётом количества кусков шихты вмещающихся в тигель заданного размера.
1.2. Особенности плавки в индукционных тигельных печах промышленной
частоты (ИТП ПЧ).
Тигельные чугуноплавильные печи промышленной частоты до недавнего прошлого имели значительно более широкое применение в промышленности по сравнению с печами средней частоты, несмотря на известные электротехнические и технологические недостатки плавки с «болотом». Это объясняется тем, что лишь сравнительно недавно были созданы экономичные, надёжные и достаточно мощные преобразователи частоты на основе полупроводниковых элементов.
Рисі.7. Схема электродинамического перемешивания металла.
г Иі
Рис. 1.8. Схема использования многоэнергоканального преобразователя частоты для питания нескольких печей.
г Иі
ТР,
ф ..
L Из
Рис. 1.9. Схема перераспределения мощности и частоты тока по
зонам печи
Одним из важнейших недостатков плавки в ИЧТ ПЧ является низкая удельная мощность, а, следовательно, и низкая производительность таких печей. Удельная мощность печей серии ИЧТ составляла обычно 250...300 кВт/т и только для ИЧТ 60/25 достигала 417 кВт/т. Учитывая, что расход энергии на плавку чугуна в крупных электропечах составляет примерно 500 кВт'ч/т, производительность ИЧТ промышленной частоты примерно равна половине ёмкости её тигля в час. Причиной этого ограничения является допустимая по технологическим соображениям интенсивность перемешивания металла в тигле печи. Как видно из формулы (1.9) интенсивность перемешивания пропорциональна удельной мощности печи и обратно - пропорциональна частоте тока в индукторе. В результате чрезмерной интенсивности перемешивания нарушается шлаковый покров, увеличиваются угар металла, растворение в нём газов и газо-металлические выбросы. Поэтому на практике допустимая интенсивность перемешивания металла в печах промышленной частоты обеспечивается при величине удельной мощности, не превышающей 230...300 кВт/т. Скорость движения металла в этом случае достигает 2,5 м/с в центре и 4 м/с у стенки тигля.
Увеличение удельной мощности ИЧТ ПЧ до 300... 400 кВт/т обеспечивается, особенностью конструкции печей - так называемым «отрицательным вылетом индуктора». Обычно для получения хорошего электрического К.П.Д. высота садки должна приближаться к высоте индуктора [1]. При отрицательном вылете индуктора высота садки печи превышает высоту индуктора. Это приводит к уменьшению высоты мениска свободной поверхности при равной удельной мощности. Однако электрический К.П.Д. печи снижается. С учётом возрастания термического К.П.Д. печи такое решение является оправданным, но в достаточно узких пределах.
Другим электротехническим недостатком v печей промышленной частоты является низкий коэффициент загрузки трансформатора, питающего печь. Это объясняется тем, что полную мощность трансформатора можно
передать жидкому металлу в тигле, когда степень заполнения тигля достигнет -80%. Чем меньше объём переходной ванны, тем меньше коэффициент загрузки трансформатора в начале периода наплавлення металла, а, следовательно, и за цикл в среднем. Учитывая, что предприятия оплачивают не только фактически израсходованные киловатт-часы электроэнергии, но установленную мощность трансформатора, низкий коэффициент его загрузки существенно увеличивает стоимость тонны жидкого металла.
Теплотехническим недостатком ИЧТ ПЧ являются высокие тепловые потери печи, которые определяются температурой металла в тигле и поэтому остаются практически постоянными в течение всего периода плавки с болотом. Для печей, в которых плавка ведётся на твёрдой завалке, тепловые потери увеличиваются от нуля до максимума по мере прогрева шихты.
При плавке с «болотом» недопустимо использование шихты, содержащей влагу, масло или эмульсию во избежание выбросов металла. Поэтому для нормальной работы ИЧТ ПЧ требуются установки газового подогрева шихты.
Плавка с «болотом» в ИЧТ ПЧ затрудняет переход на новый химический состав чугуна по сравнению с предыдущей плавкой и визуальный контроль состояния футеровки. Недостатком этого метода плавки является также необходимость горячего простоя печи в нерабочие смены.
Выводы по п. 1.2.
1. Индукционные тигельные печи промышленной частоты имеют ряд недостатков, препятствующих их использованию в цехах малой мощности. К ним относятся: низкая удельная производительность, необходимость горячего простоя печи в нерабочие смены, трудность смены химического состава выплавляемого металла, необходимость установок подогрева шихты, отсутствие печей производительностью менее 300 кг/ час.
1.3.Особенности плавки в средне- и высокочастотных тигельных печах. Высокочастотные тигельные печи лишены всех вышеперечисленных недостатков ИЧТ ПЧ. Из таблицы 1.2. видно, что высокочастотные плавильные установки серии ИСТ на базе машинных преобразователей имеют удельную мощность в 2...4 раза выше, чем печи промышленной частоты и соответственно более высокую удельную производительность. Основные характеристики установок ИСТ при плавке чугуна. Таблица 1.2.
Установки обеспечивают возможность запуска на обычной шихте после холодного простоя печи, переход на новый химический состав металла после каждой плавки, не требуют подогрева шихты. Однако машинные преобразователи имеют сравнительно низкий К.П.Д. (до 90%) и требуют больших пусковых токов (на порядок больше номинальных).
Наиболее полно реализовать преимущества плавки без переходной ванны стало возможным с появлением мощных, надёжных и экономичных тиристорных преобразователей частоты. К.П.Д. тиристорных преобразователей превышает 95% и остаётся высоким даже при малой нагрузке [26].
ЗАО «РЭЛТЕК» [9] разработала серию среднечастотных печей ёмкостью от 60 кг до 10 тонн, работающих от тиристорных преобразователей частоты. Высокая удельная мощность таких печей позволяет проводить плавку
за 45...75 мин. Однако до настоящего времени такие печи не получили
заметного распространения.
В зарубежных странах эксплуатируются среднечастотные печи ёмкостью в десятки тонн. На выставке Gifa - 99 была представлена крупнейшая в мире печь ёмкостью 80 т.
Современные системы питания среднечастотных печей типа Multi -
Power, Power-Focus, Multi - Trak и др. [10.11.12] позволяют от одного
преобразователя частоты питать несколько печей с переменным
распределением мощности между ними. При этом в одной или нескольких
печах идёт расплавление металла на максимальной мощности и частоте тока,
перегрев и доводка по химическому составу в режиме максимальной
интенсивности перемешивания (при пониженной частоте) производится в
последующей печи, а раздача металла при минимальной подводимой мощности
ч производится из печи, где плавка была завершена ранее других. Концепция
Особенности плавки в индукционных тигельных печах промышленной частоты (ИТППЧ).
Тигельные чугуноплавильные печи промышленной частоты до недавнего прошлого имели значительно более широкое применение в промышленности по сравнению с печами средней частоты, несмотря на известные электротехнические и технологические недостатки плавки с «болотом». Это объясняется тем, что лишь сравнительно недавно были созданы экономичные, надёжные и достаточно мощные преобразователи частоты на основе полупроводниковых элементов. Одним из важнейших недостатков плавки в ИЧТ ПЧ является низкая удельная мощность, а, следовательно, и низкая производительность таких печей. Удельная мощность печей серии ИЧТ составляла обычно 250...300 кВт/т и только для ИЧТ 60/25 достигала 417 кВт/т. Учитывая, что расход энергии на плавку чугуна в крупных электропечах составляет примерно 500 кВт ч/т, производительность ИЧТ промышленной частоты примерно равна половине ёмкости её тигля в час. Причиной этого ограничения является допустимая по технологическим соображениям интенсивность перемешивания металла в тигле печи. Как видно из формулы (1.9) интенсивность перемешивания пропорциональна удельной мощности печи и обратно - пропорциональна частоте тока в индукторе. В результате чрезмерной интенсивности перемешивания нарушается шлаковый покров, увеличиваются угар металла, растворение в нём газов и газо-металлические выбросы. Поэтому на практике допустимая интенсивность перемешивания металла в печах промышленной частоты обеспечивается при величине удельной мощности, не превышающей 230...300 кВт/т. Скорость движения металла в этом случае достигает 2,5 м/с в центре и 4 м/с у стенки тигля.
Увеличение удельной мощности ИЧТ ПЧ до 300... 400 кВт/т обеспечивается, особенностью конструкции печей - так называемым «отрицательным вылетом индуктора». Обычно для получения хорошего электрического К.П.Д. высота садки должна приближаться к высоте индуктора [1]. При отрицательном вылете индуктора высота садки печи превышает высоту индуктора. Это приводит к уменьшению высоты мениска свободной поверхности при равной удельной мощности. Однако электрический К.П.Д. печи снижается. С учётом возрастания термического К.П.Д. печи такое решение является оправданным, но в достаточно узких пределах.
Другим электротехническим недостатком v печей промышленной частоты является низкий коэффициент загрузки трансформатора, питающего печь. Это объясняется тем, что полную мощность трансформатора можно передать жидкому металлу в тигле, когда степень заполнения тигля достигнет -80%. Чем меньше объём переходной ванны, тем меньше коэффициент загрузки трансформатора в начале периода наплавлення металла, а, следовательно, и за цикл в среднем. Учитывая, что предприятия оплачивают не только фактически израсходованные киловатт-часы электроэнергии, но установленную мощность трансформатора, низкий коэффициент его загрузки существенно увеличивает стоимость тонны жидкого металла.
Теплотехническим недостатком ИЧТ ПЧ являются высокие тепловые потери печи, которые определяются температурой металла в тигле и поэтому остаются практически постоянными в течение всего периода плавки с болотом. Для печей, в которых плавка ведётся на твёрдой завалке, тепловые потери увеличиваются от нуля до максимума по мере прогрева шихты.
При плавке с «болотом» недопустимо использование шихты, содержащей влагу, масло или эмульсию во избежание выбросов металла. Поэтому для нормальной работы ИЧТ ПЧ требуются установки газового подогрева шихты. Плавка с «болотом» в ИЧТ ПЧ затрудняет переход на новый химический состав чугуна по сравнению с предыдущей плавкой и визуальный контроль состояния футеровки. Недостатком этого метода плавки является также необходимость горячего простоя печи в нерабочие смены. 1. Индукционные тигельные печи промышленной частоты имеют ряд недостатков, препятствующих их использованию в цехах малой мощности. К ним относятся: низкая удельная производительность, необходимость горячего простоя печи в нерабочие смены, трудность смены химического состава выплавляемого металла, необходимость установок подогрева шихты, отсутствие печей производительностью менее 300 кг/ час. 1.3.Особенности плавки в средне- и высокочастотных тигельных печах. Высокочастотные тигельные печи лишены всех вышеперечисленных недостатков ИЧТ ПЧ. Из таблицы 1.2. видно, что высокочастотные плавильные установки серии ИСТ на базе машинных преобразователей имеют удельную мощность в 2...4 раза выше, чем печи промышленной частоты и соответственно более высокую удельную производительность. Основные характеристики установок ИСТ при плавке чугуна. Установки обеспечивают возможность запуска на обычной шихте после холодного простоя печи, переход на новый химический состав металла после каждой плавки, не требуют подогрева шихты. Однако машинные преобразователи имеют сравнительно низкий К.П.Д. (до 90%) и требуют больших пусковых токов (на порядок больше номинальных). Наиболее полно реализовать преимущества плавки без переходной ванны стало возможным с появлением мощных, надёжных и экономичных тиристорных преобразователей частоты. К.П.Д. тиристорных преобразователей превышает 95% и остаётся высоким даже при малой нагрузке [26]. ЗАО «РЭЛТЕК» [9] разработала серию среднечастотных печей ёмкостью от 60 кг до 10 тонн, работающих от тиристорных преобразователей частоты. Высокая удельная мощность таких печей позволяет проводить плавку за 45...75 мин. Однако до настоящего времени такие печи не получили заметного распространения.
Эксперименты по определению коэффициентов согласования в формулах для расчёта потерь мощности в экспериментальной установке
Вычисление значений электрического К.П.Д. нагрева пучка цилиндров и построение графиков их зависимости от диаметра цилиндров для печей ёмкостью 60, 160, 250 и 400кг проводились в таблицах Excel. Результаты вычислений в виде таблиц и графиков представлены на рис.3.2 и 3.3.
Результаты расчётов показывают, что электрический К.П.Д. печей ёмкостью от 60 до 400кг, наиболее распространённых в цехах малой мощности, может изменяться от 0,6 до 0,9 в зависимости от диаметра цилиндрических кусков шихты.
Для печей с малым диаметром тигля существуют размеры цилиндрических кусков, резко снижающие К.П.Д. индукционного нагрева. Эффективность использования цилиндров оптимального размера возрастает по мере увеличения диаметра тигля печи.
Получаемый в расчётах эффект увеличения К.П.Д. определяется в конечном счёте увеличением электрического сопротивления садки печи, а значит, требует для его реализации увеличения напряжения на индукторе без перегрузки генератора по напряжению. В установках серии ИСТ это достигается с помощью устройства называемого отпайкой индуктора.
Электрические параметры печей серии ИСТ рассчитаны главным образом на период перегрева жидкого металла. В этот период при номинальном напряжении на индукторе установка потребляет от генератора полную его мощность при номинальном токе. Наиболее трудным периодом плавки является нагрев кусковой шихты от 750С (после потери магнитных свойств) до появления жидкой ванны. В это время сопротивление печи возрастает, а, следовательно, уменьшается сила тока в индукторе и мощность, поглощаемая шихтой. Мощность, потребляемая печью в этот период, не превышает 60...80% номинальной мощности генератора при максимально допустимом напряжении генератора.
Для увеличения мощности, потребляемой печью, необходимо увеличить напряжение на индукторе, не перегружая по напряжению генератор.
Это достигается путем подключения генератора к отпайке индуктора. На рис. 3.4,а показано включение индуктора на полное число витков. При этом напряжение на индукторе и конденсаторах равно напряжению на генераторе. При подключении генератора к отпайке (рис. 3.4, б) индуктор работает как повышающий автотрансформатор.
Напряжение генератора будет теперь приходиться на часть витков индуктора, а на всем индукторе и на конденсаторах напряжение повысится. Однако напряжение на индукторе не должно превышать допустимого напряжения на конденсаторах. Номинальное напряжение на конденсаторах, используемых в плавильных установках в 1,2 раза выше номинального напряжения генераторов. Обычно отпайка располагается так, что напряжение на индукторе увеличивается примерно в 1,2 раза. Место крепления отпайки (от 2-го или от 3-го витка индуктора подбирают) опытным путем. UM=Ur
Расчётные значения электрического К.П.Д. получены без учёта наличия переходных контактов между цилиндрами и концевых эффектов системы индуктор-садка. Поэтому они могут существенно отличаться от реальных и требуют экспериментальной проверки. электрический К.П.Д. Эксперименты по индукционному нагреву пучков цилиндров проводились на установках ИСТ 016 и ИСТ 006. В каждой из печей проводились по три серии экспериментов для стальных цилиндров диаметром 50, 60 и 90мм. Число цилиндров, вмещавшихся в тигель соответствовало уточнённым значениям, полученным методом компьютерного моделирования, изложенным в п. 3.1. Длина цилиндрических прутков равнялась высоте индуктора печи ИСТ 016 и составляла 350 мм. Для сравнения определяли электрический К.П.Д. печи в период перегрева жидкого металла в полностью заполненном тигле, т.е. когда с1ц =DT. Образцы загружали в холодный тигель, температура которого в ходе эксперимента увеличивалась. Поэтому вычисления термического К.П.Д. не проводили.
Результаты экспериментов, приведённые на рис. 3.5 а) и б) подтверждают высказанное предположение о том, что для каждой печи существуют «провальные» значения диаметров цилиндров, при которых К.П.Д. печи резко падает. Разработанная методика вычисления электрического К.П.Д. печи позволяет установить размеры кусков шихты не желательные для плавки в данной печи.
В ходе экспериментов по нагреву 50-ти миллиметровых прутков в ИСТ 016 было установлено влияние догрузки в тигель магнитных кусков на эффективность индукционного нагрева. Для этого после нагрева 14 прутков до 900С один из нагретых прутков был извлечён и на его место был помещён такой же холодный пруток. Напряжение на индукторе при этом выдерживали на одном уровне - 1000 В. В результате замены прутков, мощность, потребляемая печью, возросла со 170 до 190 кВт, а электрический К.П.Д. 82,2 до 84,4%.
На рис.3.6. показано изменение К.П.Д. печи ИСТ 016 в ходе плавки на смешанной шихте. Приведённый график хорошо отражает влияние состояния садки печи на эффективность индукционного нагрева.
Из графика видно, что по мере потери магнитных свойств шихты в процессе её прогрева К.П.Д. печи быстро падает (с начала плавки до 7 минуты). На 10-ой минуте видна явная ошибка плавильщика - несвоевременная догрузка шихты в пространство в тигле, освободившееся после частичного расплавления первичной садки. Эта ошибка приведшая к резкому снижению К.П.Д.
Электротермические особенности индукционного нагрева сыпучей металлической стружки
В настоящее время целесообразность использования чугунной стружки при плавке чугуна определяется сопоставлением стоимости основных компонентов шихты. Стоимость 1 тонны доменного чугуна составляет примерно 12 000 рублей, 1 тонны чугунного лома - 3500 рублей, а стружки - не более 500 рублей.
Количество стружки, образующейся при производстве чугунных литых деталей, зависит от объёма механообработки. Для таких деталей как тормозные диски, гильзы цилиндров, поршневые кольца масса образующейся стружки составляет до 40% от чистой массы отливок или до 30% от массы отливок с литниками. Таким образом, при переплавке всей образующейся на предприятии стружки она составит около 30 % всей шихты. Учитывая, что насыпная масса стружки примерно в 4 раза меньше плотности чугунного расплава, это количество стружки по объёму превышает объём тигля. Это означает, что первичная садка тигля может состоять только из стружки.
Если доля стружки в балансе металла для плавки составляет 15% по массе, то, с учётом конусности тигля, стружка должна занимать примерно половину глубины тигля. Однако немногочисленные данные об использовании стружки при плавке в высокочастотных печах свидетельствуют о значительных трудностях этого процесса.
По данным [36] работы использование большого количества стружки в шихте сопряжено с опасностью зависания спекшейся стружки. Поэтому автор рекомендует загружать в тигель стружку в количестве не более 1/10 номинальной вместимости печи. При этом важно соблюдать определённую последовательность загрузки компонентов первичной садки. На одном из заводов Швеции в среднечастотную печь ёмкостью 6 т, мощностью 1750 кВт загружали шихту в следующем порядке: 200 кг стальной стружки, 100 кг стальной высечки, 400 кг чугунной стружки, далее - кокс, стальной скрап, смешанный с чугунной стружкой, чушковый чугун и возврат.
Российский опыт показывает, что при плавке в высокочастотных печах использование стружки ограничивается, как правило, загрузкой на дно тигля слоя стружки толщиной 50...70 мм для смягчения ударов шихт по дну тигля. Переплав больших количеств стружки чаще всего проводят на предприятиях, оснащённых электродуговыми печами или установками ЭШП.
Использование большого количества стружки при плавке в современных среднечастотных печах, работающих от тиристорных преобразователей частоты, не представляет серьёзных трудностей по данным фирм производителей таких печей. В то же время сведения о практическом использовании этого преимущества таких печей крайне ограничены.
В работе [40] приводятся результаты переплава в индукционных печах ёмкостью 1т более сложного, чем стружка сыпучего материала - стальной окалины. Процесс основан на восстановлении оксидов железа в окалине твёрдым углеродом. Образующийся в результате восстановления железа моноксид углерода - дожигается на выходе из печи. Степень извлечения металла достигает 90...95%. Автор отмечает снижение производительности печи по сравнению с плавкой на обычной шихте, но не приводит величины этого снижения.
В работе [42] приводится опыт переплава стружки алюминиевых сплавов в индукционных тигельных печах. По данным автора теплопроводность стружки в 2... 10 раз ниже теплопроводности соответствующего сплава в слитке. Это замедляет прогрев стружки при плавке и резко увеличивает её угар. Единственно возможным способом переплава алюминиевой стружки автор считает погружение стружки в алюминиевый расплав. При такой технологии плавки угар металла составляет 18...20% при существенном падении производительности печи.
В работах [65,66] отмечается, что для успешного переплава алюминиевой стружки скорость её плавления должна быть выше скорости окисления. Для этого автор предложил использовать предварительное плакирование стружки алюминиевых сплавов флюсами для переплава. Процесс плавления сыпучей латунной стружки в индукционной канальной печи был подробно исследован в работах [59,60,61]. В работах был установлен механизм плавления латунной стружки при передаче тепла кондукцией от жидкой ванны к слою стружки. Было установлено влияние интенсивности перемешивания расплава в ванне печи и соотношения массы порций загружаемой стружки и массы металла в ванне на производительность процесса и величину угара стружки.
Однако механизм процессов расплавления стружки под воздействием ванны металла в печи существенно отличаются от плавления стружки в индукционных тигельных печах, как по способу нагрева стружки, так и по механизму её частичного окисления.
Сравнительный анализ процессов науглероживания в индукционной вагранке и высокочастотной печи
Удельная мощность, передаваемая в садку в печи ИСТ 006 в период нагрева стружки составляла примерно 2 кВт/кг. Это примерно в два раза меньше, чем при нагреве такой же стружки в установке ИСТ 016.
В результате этого процесс окисления частиц стружки происходил быстрее, чем процесс их сваривания. Этим объясняется отсутствие роста загрузки генератора по мере подтрамбовки стружки после 7-ой минуты. Состояние стружки извлечённой из тигля, отмеченное в примечаниях таблицы подтверждает правильность предложенного выше механизма процесса индукционного нагрев чугунной стружки.
Экспериментальные и производственные плавки на печах ИСТ 016 и ИСТ 006 показали, что уплотнение слоя стружки в тигле перед началом плавки позволяет увеличить мощность, потребляемую от генератора, в 1,5...3 раза. Это уплотнение можно осуществить с помощью пневматической трамбовки или иным способом. В результате повышения мощности, выделяющейся в наружном слое стружки, её частицы быстро разогреваются и при последующей подтрамбовке свариваются между собой. В результате сваривания частиц стружки резко уменьшается поверхность контакта металла с потоком газа и уменьшается угар. Слой сварившейся стружки быстро расплавляется и стекает на дно тигля, образуя «болото». При этом появляется возможность догрузки стружки в тигель и дополнительной подтрамбовки. Своевременная подтрамбовка приводит к погружению частично сварившейся стружки в расплав и снимает его незначительный перегрев. Образовавшаяся таким образом тестообразная масса металла исключает всплытие и окисление стружки.
Для эффективного переплава чугунной стружки в высокочастотных тигельных печах требуются незначительные изменения в настройках плавильной установки и специальные технологические приёмы ведения плавки. 3.3.5. Изменение химического состава при плавке чугунной стружки. В таблице 3.1. приведен средний химический состав чугуна марки СЧ 20, используемого в литейном цехе УНТЦ МГТУ «МАМИ» в г. Ивантеевке, для отливки в кокиль вентилируемых тормозных дисков автомобилей. Содержание кремния в этом чугуне увеличено по сравнению с рекомендованным ГОСТ 1412-85 на 0,5% во избежание отбела при кокильном литье. В таблице приведен также химический состав чугуна выплавленного на шихте состоящей из 100% стружки, величины угара элементов при плавке, количество корректирующих добавок и окончательный химический состав металла после усвоения корректирующих добавок.
Принятый в цехе 100- процентный контроль твёрдости дисков после предварительной механообработки не выявил увеличения брака по твёрдости по сравнению с плавкой на кусковой шихте. Второй регламентируемый в ТУ показатель - прочность на растяжение при литье в кокиль всегда оказывается выше 20 кгс/мм2 при литье в кокиль.
Эксперименты по плавке стружки латуни. Эти эксперименты проводились не только с целью выяснения возможности применения предлагаемого метода для плавки немагнитной стружки, но и для проверки одного из возможных объяснений механизма воздействия подтрамбовки стружки на эффективность её индукционного нагрева.
Эксперименты по прямому индукционному нагреву магнитной стружки показали, что её подтрамбовка приводит к увеличению плотности на 20...25%, а поглощаемая мощность увеличивается при этом в 3 раза. В качестве объяснения этого явления было выдвинуто предположение о том, что частицы магнитной стружки в наружном слое под действием переменного магнитного поля разрыхляются, подобно тому, как расходятся пластины трансформатора, если они не прижаты друг к другу механически. Подтрамбовка стружки к препятствует её разрыхлению и приводит увеличению электропроводности активного слоя стружки. Эксперименты по плавке латунной стружки проводили на установке ИСТ 006. Первичная садка состояла из 16,3 кг сухой сыпучей стружки латуни марки ЛЦ16К4. После подтрамбовки масса садки увеличилась до 18,1 кг. На рис. 3.16. представлены электрические параметры работы печи при разных состояниях шихты.
