Нагрев на промышленной и повышенной частотах

Ряд особенностей заставляет выделить частоту 50 Гц отдельно. хотя основные закономерности и методы расчета те же, что и на средних частотах. Главными преимуществами использования ча­стоты 50 Гц являются: 1) снижение расхода энергии и капитальных затрат в связи с отсутствием преобразователя частоты; 2) уменьше­ние времени нагрева изделий. Эти преимущества наиболее полно реализуются в установках большой мощности, в особенности при нагреве xopoluo проводящих материалов (сплавы меди и алюми­ния), когда КПД индуктора составляет всего 40—60 % и допол­нительные потери в преобразователе велики.

Нижняя граница оптимальных диаметров при нагреве длинных немагнитных цилиндров определяется усло­вием m₂ =2,5. Учитывая, что на промышленной частоте дополни­тельные потери в схеме питания малы (4—5%), снизим этот пре­дел до m₂ =1,8—2,0. Минимальные допустимые и оптимальные (при m₂ = 3,5) диаметры немагнитных цилиндров приведены в табл. 12-1.

Сложнее определить минимальный диаметр ферромагнитных ци­линдров, так как он зависит не только от частоты, но и от напря­женности поля, определяющей магнитную проницаемость на по­верхности . Расчеты показывают, что высокий КПД и коэффициент мощности соответствуют случаю, когда радиус цилиндра

Таблица 12-1 Характеристики заготовок для нагрева на частоте 50 Гц

больше или равен двум глубинам проникновения, соответст­вующим. Используя аппроксимацию кривой намагничивания {, где Н в А/м, получаем (в метрах)

Здесь p₀ — удельная мощность, Вт/м²; – удельное сопротивление, Ом-м.

При f = 50 Гц формула принимает вид

Если нагревается полый цилиндр, то толщина его стенки должна быть не менее (1,0—1,5) в зависимости от диаметра. Частота 50 Гц применяется главным образом для сквозного нагрева крупно­габаритных цилиндрических или прямоугольных слитков из стали, титана, алюминия и меди под прокатку и прессование, а также для низкотемпературного нагрева стальных изделий. Проектирова­ние установок промышленной частоты связано с рядом особенно­стей: 1) усложняется управление режимом нагрева; 2) резко воз­растают электродинамические усилия и создаваемые ими вибрации; 3) в установках большой мощности необходима равномерная за­грузка фаз.

Управление режимом нагрева и его стабилизация при колеба­ниях напряжения сети должны производиться воздействием на силовые цепи, а не на цепи возбуждения, как на средней частоте. Для этого используются силовые трансформаторы с регулируемым вторичным напряжением, вольтодобавочные трансформаторы и тиристорные регуляторы. Часто применяется регулирование ре­жима с помощью автотрансформаторного включения индукторов или последовательно-параллельной компенсации. Меняя емкости С₁ и С₂, можно регулировать мощность и коэффициент мощности контура.

Электродинамические усилия пропорциональны квадрату на­пряженности поля. При сильном поверхностном эффекте и посто­янстве соблюдается соотношение следова­тельно, при неизменном р о напряженность Н_е, пропорциональна f ^--0,25 и электро­динамические усилия g_эд пропорциональны f ^{- 0'5}. Энергия механических колеба­ний, пропорциональная g²_эд, изменяется как f^{-- 1}. Так как размеры тел, нагреваемых на частоте 50 Гц, относительно велики, полные усилия достигают десятков килоньютонов. Эти усилия, имеющие постоянную составляющую и переменную с частотой 100 Гц, дейст­вуют как на обмотку индуктора, так и на магнитопроводы и нагре­ваемые тела. Обмотки испытывают раз­рывающие радиальные и сжимающие осе­вые усилия. Немагнитные тела выталки­ваются из зоны сильного магнитного поля, а магнитные — втягиваются в него. Вибра­ции обмоток под действием динамических сил приводят к разрушению тепловой и электрической изоляции и паяных соедине­ний, создают шум. Особенно велики вибрации овальных индукторов, имеющих меньшую жесткость. Мерами борьбы с динамиче­скими усилиями являются фиксация слит­ков в индукторе, особенно алюминиевых, имеющих меньшую массу, фиксация витков с помощью шпилек, крепящихся к жестким рамам, заливка обмоток бетоном и эпоксидньм компаундом, армированным стекловолок­ном. Собственные механические частоты элементов индуктора должны быть далеки от 100 Гц во избежание резонансных явлений. В трехфазных нагревателях, кроме электродинамических сил от пульсирующего поля, появляются осевые силы от бегущего поля. Индукторы часто снабжаются магнитопроводами, которые слу­жат для уменьшения внешних магнитных полей, для повышения коэффициента мощности и КПД, а также часто используются в ка­честве конструктивного элемента при стяжке обмотки. Для внеш­них индукторов с длиной, большей диаметра, влияние магнитопровода на энергетические параметры, особенно на КПД, мало. Равномерность загрузки фаз питающей сети достигается созданием трехфазных нагревателей или использованием симметрирующих устройств для однофазных нагрузок. Существуют различные конструкции трехфазных нагревателей. Периодические нагреватели имеют число индукторов, кратное трем, причем циклы их работы согласованы друг с другом. Индукторы нагревателей непрерывного действия располагаются обычно с за­зором между ними для размещения транспортных механизмов. Магнитная связь между такими индукторами мала.

При проектировании полунепрерывных нагревателей мерных заготовок или слитков необходимо решать две взаимосвязанные задачи: обеспечения равномерности нагрева слитков и равномерности за­грузки фаз. Основной является равномерность нагрева, поэтому индукторы располагают друг за другом с возможно малым осевым зазором, чтобы уменьшить провал кривой удельной мощности в за­грузке в зоне стыка. Провал зависит от сдвига фаз токов в сосед­них обмотках, зазора между ними, длины обмоток, характеристик загрузки, наличия магнитопровода. На рис. 20.3 представлены кривые распределения относительной удельной мощности в за­грузке при нулевом зазоре между длинными обмотками с одинако­выми по модулю токами. Если сдвиг фаз (= 120° (кривая У), то

Рис. 20.3. Распределение удельной мощности в зоне сты­ка секций индуктора, подклю­ченных к разным фазам

Рис. 20.4. Векторная диаграмма для двух индуктивно связанных индукторов

провал достигает 75—80% исходного уровня. Провал мощности можно сократить примерно до 25%, если обеспечить сдвиг фаз ( = 60° путем изменения фазы одной из секций на 180° (кривая 2). Почти равномерное распределение ро можно получить, используя сгущение витков обмоток в зоне стыка (кривая 3). Однако близкое расположение обмоток, в особенности при сгу­щении витков у краев, увеличивает их взаимную индуктивность, что приводит к неравномерной загрузке фаз питающей сети (эф­фект переноса мощности из одной фазы в другую).

Рассмотрим этот эффект подробнее для простейшего случая – двух одинаковых индукторов с сопротивлениями Z, равными по модулю токами I₁=I и I₂ = I ехр (—) и сопротивлением взаимной индуктив­ности х_м. Взаимное влияние обмоток приводит к изменению на­пряжений и по модулю и, что важнее, по фазе по сравнению с их значениями и , найденными без учета х _M (рис.20.4). Активные мощности от сети будут

(b)

где Р — мощность индукторов без учета взаимного влияния; переносимая мощность.

Мощность P_a индуктора 2 с током, отстающим по фазе, будет много меньше, чем P₁, и может быть даже отрицательной. Суммар­ная активная мощность сохраняется постоянной. Из формулы (b) следует, что переносимая мощность одинакова при углах = 60 и 120°. Характерно, что мощности, выделяющиеся в загрузке под индукторами 1 и 2, изменяются значительно меньше, чем мощности от сети.

На практике для уменьшения взаимной индуктивности обмоток между ними иногда помещают полюсы магнитопроводов. При этом образуется глубокий, но узкий провал мощности р_о в зоне стыка. Равномерность нагрева заготовок достигается правильным выбо­ром соотношения между их длиной и длиной обмоток, чтобы при перемещении заготовок провал мощности не приходился на одну и ту же их часть. Выравнивание температуры происходит за счет теплопроводности.

Рис. 20.4. Сечения проводников обмоток индукто­ров 50 Гц

Существенные особенности имеются при проектировании об­моток индукторов. На промышленной частоте витковые напряже­ния значительно меньше, чем в среднечастотном диапазоне, и для согласования индуктора с сетью 380 или 660 В необходимо большое число виктов. Часто витки не укладываются в один слой, тогда используются двух- и трехслойные конструкции. Для однослойных обмоток применяют трубчатые проводники с основной токонесущей стенкой толщиной d₁ = 10— 12 мм и смещенным отверстием круг­лого (рис. 12, а) или прямоугольного (рис. 12, б) сечения. Ширина провода с лежит в диапазоне 16—70 мм. Прямоугольное сечение отверстия охлаждения предпочтительно, так как позволяет увеличить площадь канала при малой ширине провода и умень­шить расход меди и жесткость провода—при большой. Расчет активного и внутреннего реактивного сопротивлений однослойных обмоток производится так же, как и обмоток для средней частоты, причем в качестве толщины провода берется размер d₁.

Потери в многослойной обмотке сильно зависят от ее конструк­ции и при правильном выборе токопроводов могут быть заметно меньше, чем в однослойной. Оптимальной является об­мотка из плотно намотанных сплошных проводников прямоуголь­ного сечения толщиной d₁ = 1,32, где —глубина проникновения тока в медь, 10 мм; п - число слоев обмотки. Сопротивление такой обмотки переменному току на 33% больше, чем постоянному. Если не учитывать роста диаметра витков от слоя к слою, то потери в многослойной обмотке длинного индуктора будут примерно в раз меньше, чем у оптимальной однослойной обмотки при том же токе, а следовательно, той же мощности в за­грузке. Введение переменной, уменьшающейся к внутренним слоям, толщины провода позволяет снизить потери еще на 13%. Много­слойные обмотки из сплошных проводников прямоугольного се­чения используются в электрических машинах, но не нашли ши­рокого применения в индукционных печах и нагревателях из-за тяжелых термических и механических условий работы. Введение водяного охлаждения обмоток приводит к увеличению радиального размера t провода из-за канала охлаждения. Для равностенной трубки (рис. 12, в)

где — высота канала охлаждения, a d₁ — толщина стенки.

Вследствие роста t увеличиваются вихревые токи, наведенные во внутренних слоях, и создаваемые ими дополнительные потери. Уменьшение толщины стенок d₁ снижает вихревые токи, однако возрастает активное сопротивление. Существует оптимальная тол­щина стенки трубки, зависящая от высоты канала , которая должна быть взята минимально возможной. Расчеты и опыты по­казали, что при = 5 мм толщина стенки трубки второго слоя, считая снаружи, должна быть d₁ - 2,54-4 мм, а третьего слоя d₁ == 2—3 мм. Для ~ 10 мм соответствующие толщины будут d₁ =2—3 мм и d₁ ~ 1,3—2 мм. Наружный слой желательно изготовлять из неравностенной трубки (рис. 12, а и б).

Сопротивление р-го слоя, считая снаружи, навитого из рав­ностенной трубки, можно получить по приближенной формуле

где—сопротивление слоя постоянному току; S o— площадь сечения меди трубки, включая боковые стенки; g_p — коэффициент заполнения обмотки витками по длине; J _z— момент инерции се­чения витка относительно его оси симметрии, параллельной оси индуктора.

Правильно спроектированные двух- и трехслойные обмотки с внутренними слоями из равностенной трубки с = 5— 6 мм имеют примерно такие же потери, как однослойные. Значительного со­кращения потерь можно достичь, применяя для внутренних слоев специальный провод (рис. 12-12, г) из шины толщиной d₁ и при­паянной к ней камеры охлаждения из материала с большим удельным сопротивлением. Потери в таком проводе лишь немного превышают потери в сплошных проводниках той же толщины d₁. Электрический расчет многослойного индуктора можно выпол­нить так же, как и однослойного. Для этого многослойную обмотку заменяем эквивалентной однослойной с суммарными числом вит­ков и активным сопротивлением. Диаметр D_Э этой обмотки опреде­ляется из условия равенства индуктивности пустого однослойного и многослойного индукторов. Получаем при равном числе витков в слоях

при n =2

при n =3

где D_1Э, D_2Э и D_3Э — эквивалентные диаметры слоев, равные сред­ним диаметрам слоев для равностенных проводников и средним диаметрам токонесущих слоев для неравностеиных. Отсчет слоев ведется снаружи. Дальнейший расчет ведется, как для однослойных индукторов диаметром D_Э, с тем отличием, что внутреннее реактивное сопротивление х_M1 принимается равным нулю, так как оно уже учтено при определении D_Э.

Дата добавления: 2014-01-04; Просмотров: 1191; Нарушение авторских прав?; Мы поможем в написании вашей работы!