Определение параметров индукционных установок

Для быстрой навигации по статье нажмите ссылку:

→  1. Основные геометрические соотношения

→  2. Мощность индукционной установки и потери энергии

→  3. Коэффициент полезного действия индуктора

→  4. Минимальное время нагрева

→  5. Коэффициент мощности системы индуктор-садка и реактивная мощность конденсаторной батареи

→  6. Оптимальная частота тока

Под основными параметрами индукционных нагрева­тельных установок принято понимать геометрические размеры индуктора, его мощность, частоту питающего тока, к. п. д. и коэффициент мощности.

Эти параметры должны удовлетворять заданным ре­жимам нагрева по производительности, температуре и равномерности нагрева заготовок определенной длины и конфигурации. 

1. Основные геометрические соотношения

Рис. 2. Эскиз индукционного нагревателя.
d2 - диаметр детали; d1 - внутренний диаметр индук­тора; l2 - общая длина садки; l1 - длина индуктора; d3 - внутренний диаметр огнеупорного цилиндра; d4 - внутренний диаметр теплоизолирующего ци­линдра.

На рис. 2 представлен эскиз одного из наиболее рас­пространенных индукторов, предназначенных для мето­дического сквозного нагрева заготовок.

Выбор основных геометрических соотношений, т. е. внутреннего диаметра и длины индуктора , его тепло­изоляции производится исходя из следующих сообра­жений.

Для того чтобы обеспечить равномерный нагрев за­готовок в индукторе как садочного, так и методическо­го действия, необходимо длину индуктора l₁ выбирать несколько больше длины садки l₂.

Если это условие не выполнить, то концы заготовок оказываются недогретыми из-за того, что на торцах ин­дуктора магнитное поле сильно искажено, а также из-за наличия тепловых потерь в концевых зонах нагреваемых заготовок, где экранирующее действие футеровки ста­новится меньше.

На практике обычно пользуются следующими соот­ношениями:

при d₁/d₂< 2   l₁ = l₂ + (0,85 - 1,5) d₁;

при d₁/d₂> 2   l₁ = l₂ + (1,5 - 3) d₁ .

Кроме того, следует учитывать, что величина заглуб­ления зависит также от температуры нагрева, так как при нагреве до более высоких температур конец слитка интенсивно охлаждается за счет увеличенных тепловых потерь. Поэтому величина заглубления при нагреве ста­ли до температуры 1250° С при прочих равных условиях должна быть больше, чем при нагреве цветных сплавов.

Оптимальный диаметр индуктора (d₁) определяется из условия получения максимального коэффициента полезного действия и из чисто конструктивных соображе­ний, так как внутри индуктора должны быть располо­жены тепловая и электрическая изоляции, а также в большинстве случаев специальные направляющие. Чем меньше зазор между индуктором и заготовкой, тем вы­ше электрический к. п. д. индуктора, но одновременно тем больше будут его тепловые потери.

При температурах, не превышающих 700-800° С, тепловые потери оказываются настолько малы, что обычно их в расчет не принимают, а зазор между индук­тором и заготовкой принимают минимальным, руковод­ствуясь чисто конструктивными соображениями.

При нагреве до температур пластической деформа­ции стали (1100-1250° С) обычно принимают следую­щие соотношения:

d₁/ d₂=1,4÷1,8 либо d₁=d₂ + (25÷50), мм.

Внутренний диаметр огнеупорного цилиндра выби­рается следующим образом: d₃=(1,1-1,2)d₂; d₃-d₂>0,5 см.

Между индуктором и огнеупорным цилиндром обыч­но прокладывается слой асбестового картона или полот­на толщиной 2-5 мм, что снижает тепловые потери и защищает электрическую изоляцию индуктора.

В ряде случаев этого не делают, особенно когда температура нагрева невысока, а также в тех случаях, когда производят армирование индуктора жаростойкими бетонами.

Ниже при рассмотрении характеристик индукцион­ных установок в зависимости от величины d₂ и частоты предполагается, что геометрические размеры выбраны в соответствии с изложенными выше соображениями.

2.  Мощность индукционной  установки и потери энергии

Рис. 3. Электрическая схема индукционного нагревательного устройства (а) и диаграм­ма потребления энергии (б).
И - индуктор; КБ - конденсаторная батарея; К - колебательный контур; Л - линия передачи энер­гии; ПУ - питающее устройство; Рпол, Ри ,Рк, Pп.у, Рс - соответственно полезная мощность, мощность индуктора, контура,
питающего устрой­ства и мощность, потребляемая из сети; ∆Рт, ∆Ра ,∆Рк.б , ∆Pл , ∆Рп.у - соответственно тепло­вые и электрические потери в индукторе, потери в конденсаторах, линии и питающем устройстве.

На рис. 3 показаны принципиальная электрическая схема индукционного нагревательного устройства и диа­грамма потерь энергии.

Активную мощность, потребляемую индукционной установкой из сети Р_с, можно выразить через полезную мощность (Р_пол) и общий к. п. д. системы (ŋ₀):

              (5)

где ŋ_и, ŋ_к.б, ŋ_л, ŋ_п.у - соответственно к. п. д. индуктора, конденсаторной батареи, линии и питающего устройства;

Р_пол - полезная мощность, которую тре­буется передать в изделие для на­грева его до заданной темпера­туры,

                (6)

где t_к и t₀ - конечная и начальная температура нагре­ва, °С;

g - вес одной заготовки, кг;

с_ср - средняя интегральная удельная теплоем­кость в интервале температур от t0 до tK;

n - число заготовок, одновременно нагревае­мых в индукторе;

τ_н - время нагрева, сек.

Произведение с_ср(t_к-t₀) называется теплосодержа­нием металла и его можно определить, пользуясь рис. 4.

Рис. 4. Теплосодержа­ние некоторых металлов при различной темпера­туре. 

3.  Коэффициент полезного действия индуктора

Потери энергии в электромагнитной системе индук­тор - садка разделяются на электрические и тепловые:

ŋ_и=ŋ_эŋ_т               (7)

где ŋ_и-полный к. п. д. индуктора;

ŋ_э - электрический к. п. д. индуктора;

ŋ_т - тепловой или термический к. п. д. индуктора.

В соответствии с диаграммой на рис. 3

               (8)

и

               (9)

Электрический к. п. д. индуктора может быть также выражен через основные параметры индуктора и садки:

               (10)

где d'₁ = d₁ + ∆₁,

∆₁- глубина проникновения тока в медь индуктора;

g₁ - коэффициент заполнения индукто­ра, равный отношению осевой ши­рины трубки индуктора к шагу на­вивки (обычно находится в преде­лах 0,85-0,9);

K_r1 - коэффициент, зависящий от отно­шения толщины стенки трубки ин­дуктора к глубине проникновения (достигает минимального значения, близкого к единице, при толщине стенки трубки индуктора, большей 1,57∆₁);

К_r2 - коэффициент, зависящий от отно­шения l₂/d₂ и слабо от d₁/d₂;

Ф - функция, зависящая от отношения d₂/∆₂.

В выражение (10) косвенно входят ∆₁ и ∆₂ - глуби­ны проникновения тока в медь индуктора и в нагревае­мый металл.

Подставив в выражение для глубины проникновения тока ∆ значение

 , получим:

               (11)

где ρ - удельное сопротивление, ом ∙ см;

μ_r - относительная магнитная проницаемость;

f-частота тока, гц.

Для ферромагнитных материалов, имеющих темпера­туру ниже точки Кюри, магнитная проницаемость почти не зависит от температуры, но сильно зависит от вели­чины напряженности электрического поля.

Расчетная зависимость относительной магнитной про­ницаемости ферромагнитных материалов в однородных магнитных полях от удельной поверхностной мощности, передаваемой в заготовку, при нагреве на частотах от 50 до 108 гц, представлена на рис. 5.

Для стали, нагретой выше точки Кюри, и для цвет­ных металлов относительная магнитная проницаемость μ_r равна единице. Удельное сопротивление ρ с повыше­нием температуры растет.

Следовательно, при нагреве глубина проникновения увеличивается.

Для определения глубины проникновения при μ_r= 1 удобно пользоваться номограммой на рис. 6.

Результаты расчета ŋ_э по формуле (10) для нагрева стальных заготовок от 2 до 24 см выше точки Кюри представлены на рис. 7 в зависимости от частоты пи­тающего тока.

Рис. 7. Зависимости электрического к. п. д. систе­мы индуктор-садка от частоты для стальных за­готовок различного диаметра.

Из рассмотрения полученных зависимостей видно, что для каждого диаметра заготовок существует диа­пазон критических частот, при которых ŋ_э быстро растет, а при последующем повышении частоты этот рост уже незначителен, так как ŋ_э начинает асимптотически при­ближаться к своему предельному значению, равному

               (12)

Практически предельное значение электрического к. п. д. достигается при значениях d₁/∆₂>10.

При нагреве пластин толщиной b₂ предельный элек­трический к. п. д. выражается по аналогии с цилиндри­ческими заготовками следующей зависимостью:

               (13)

где b₁ - ширина окна индуктора.

Рассмотрим, от чего зависят тепловые потери через боковые стенки в индукционном нагревателе периодиче­ского действия, в котором производят нагрев заготовок до конечной температуры tк с темпом выдачи τн, причем темп выдачи равен времени нагрева, так как очередная холодная заготовка, поступая в индуктор, выталкивает из него нагретую заготовку.

Рис. 8. Характер изменения температуры изделия и футеровки индуктора при садочном нагреве.
1', 1'', 1''' - кривые температуры поверхности нагревае­мого изделия; 2', 2'', 2''' - кривые температуры внутрен­ней поверхности футеровки индуктора.

При пуске установки температура внешней поверх­ности заготовки растет в соответствии с кривой 1' (рис. 8), холодная футеровка начинает разогреваться и температура ее внутренней поверхности за счет тепло­передачи от изделия увеличивается в соответствии с кри­вой 2', достигая в конце первого цикла значения t'_ф. При нагреве следующей заготовки (II цикл) темпера­тура на внутренней поверхности футеровки (кривая 2"  ) в начале нагрева будет снижаться за счет водоохлаждения индуктора и отсутствия теплового подпора со стороны еще недостаточно нагретого изделия до тех пор, пока температура изделия не превзойдет температуру на внутренней поверхности футеровки индуктора, а за­тем будет повышаться до значения t''_ф. Аналогично будут проходить последующие циклы, причем очевидно, что практически через конечное число циклов характер изме­нения температуры внутренней поверхности футеровки начнет повторяться, что будет соответствовать устано­вившемуся режиму. Температура внутренней поверх­ности футеровки определяет тепловые потери через стен­ки индуктора, а характер ее изменения зависит от мно­гих факторов, таких как конечная температура нагрева изделия, время нагрева и тепловое сопротивление футе­ровки. Для индукционных установок, обычно используе­мых в промышленности для нагрева черных и цветных металлов, t_ф при нагреве изменяется незначительно.

При увеличении температуры и времени нагрева, а также при высокой теплопроводности материала фу­теровки изменение t_ф в процессе нагрева следует учиты­вать при теплотехнических расчетах.

В нагревателе методического действия с поочеред­ным проталкиванием заготовок в индукторе с темпом выдачи τ_н температура каждой точки поверхности заго­товок будет расти плавно от входа к выходу, достигая конечной температуры нагрева. В процессе нагрева каж­дая заготовка проходит ряд тепловых зон (по числу заготовок), а время нагрева в каждой зоне равно темпу выдачи.

Практически можно производить расчет потерь в ме­тодических индукторах, считая, что теплопередача про­исходит при постоянном для данной точки индуктора тепловом потоке, так как температура внутренней по­верхности футеровки установилась на определенном уровне и с течением времени не меняется.

Если известен температурный режим нагрева заго­товок, тепловые потери можно определить, разбивая кривую t = f (τ) на участки и усредняя на каждом из участков значения температуры поверхности заготовок.

Рис. 9. Элемент индуктора и нагре­ваемое изделие.
Q-тепловой поток от нагреваемого изде­лия к охлаждающей воде катушки индук­тора.

На рис. 9 изображен элемент индуктора и нагревае­мое изделие. Считая температуру участка изделия неиз­менной, можно утверждать, что поток тепла Q от нагре­того изделия к охлаждающей воде индуктора остается постоянным. Тогда

               (14)

               (15)

где 

.

Здесь ε₃ - коэффициент лучеиспускания керамики, ко­торый можно принять равным 0,8;

ε₂ - коэффициент лучеиспускания нагреваемого изделия;

F₂ - площадь поверхности изделия, см²;

F₃ - площадь внутренней поверхности футеровки, см².

Тепловое сопротивление керамики и электрической изоляции равно сумме тепловых сопротивлений каждого слоя:

,              

где b_{i, i+1} - толщина слоя, см;

λ_{i, i+1} -удельная теплопроводность слоя, вт/см∙град;

F_{i, i+1} - среднегеометрическая поверхность слоя, см, равная

.

В выражениях (14) и (15) t₁, t₂ и t₃ - температуры соответствующих поверхностей, а

и

.

Запишем уравнения (14) и (15) для теплового потока, приходящегося на единицу поверхности изделия:

              (16)

             (17)

где r₁₃ = F₂R₁₃, q = Q/F₂.

Приравнивая правые части, получаем:

.

или

.             (18)

В уравнении (18) температуру t₁ можно считать из­вестной, так как она примерно равна температуре охлаждающей воды. В практических расчетах ее мож­но принять равной 50°С. Кроме величины Б, которая характеризует теплотехнические свойства нагреваемого изделия и футеровки, в уравнение входят также неиз­вестные t₂ и t₃ либо соответствующие им ϴ₂ и ϴ₃. При определенном значении Б, задаваясь температурой на поверхности изделия t₂, можно получить из выражения (18) значения температур на внутренней поверхности футеровки t₃. Полученные таким образом зависимости приведены на правой части графика на рис. 10. Для того чтобы найти тепловой поток q, отнесенный к еди­нице поверхности изделия, необходимо найденное зна­чение t₃ подставить в (17) либо воспользоваться левой частью графика на рис. 10, где приведены зависимости q от t₃ при различных значениях r₁₃.

Рис. 10. Номограмма для определения удельных тепловых потерь на единицу поверхности нагреваемого изделия.
t2 - температура поверхности изделия; t3 - температура внутренней поверхности футеровки; q - удельные тепловые потери; 5 - параметр, определяемый теплотехническими свойствами системы; r13 - удельное тепловое сопротивление изоляции.

Рассмотрим пример расчета тепловых потерь. В ин­дукторе находится цилиндрическая стальная заготовка диаметром d₂= 10 см, нагретая до 1250° С. Внутренний диаметр индуктора d₁ = 16,4 см, диаметр керамики d₃= 11,4 см и асбестового цилиндра d₄=15,4 см. Удельная теплопроводность керамики и асбеста составляет:

λ_к = 1,36∙10^-2 вт/см∙град;

λ_a = 0,215∙10^-2 вт/см∙град.

Рассчитаем тепловые потери в секции длиной l:

;

;

.

Принимаем ε₂=0,95 и ε₂=0,8, тогда

;

.

По графику на рис. 10 для температуры t₂=1 250° С и значению параметра Б=10,5 находим t₃=1150°С, а затем в левой части графика для r₁₃ = 207,8 находим q = 5,4 вт/см2.

Тепловой к. п. д. индуктора при неизменной удельной мощности падает с повышением частоты и с увеличе­нием диаметра нагреваемой заготовки, так как относи­тельная глубина проникновения тока в металл умень­шается и для нагрева изделия требуется большее время, что приводит к увеличению тепловых потерь.

Однако падение теплового к. п. д. с ростом частоты обычно незначительно.

Рис. 11. Зависимости теплового к. п. д. индуктора от диаметра заготовки и частоты при нагреве стальных заготовок с постоянной удельной мощ­ностью.

Из рис. 11 видно, что даже при больших диаметрах заготовок при изменении частоты от 50 до 10 000 гц теп­ловой к. п. д. уменьшается всего на 3%.

При высокотемпературном нагреве тугоплавких ме­таллов (вольфрама, молибдена, ниобия и др.) до 1800- 2 000° С тепловые потери увеличиваются в десятки раз, а тепловой к. п. д. может снизиться до 0,5-0,3.

4.  Минимальное время нагрева

При сквозном нагреве металлов перед пластической деформацией необходимо добиться получения заданного температурного перепада между поверхностью и цен­тром заготовки, так как от равномерности нагрева за­висит качество изделий, получаемых в процессе прокат­ки, ковки, штамповки или прессования, а также стой­кость инструмента.

При обработке заготовок из низколегированных и среднелегированных сталей на прокатных станах и на ковочных агрегатах допустимый конечный перепад по температуре между поверхностью и центром равен 100-150°С, что составляет 8-10% конечной температу­ры при нагреве до 1200-1250° С.

При процессах прессования требования к равномер­ности нагрева значительно более высокие, и конечный перепад, как правило, не должен превышать 20-30° С для цветных металлов и сплавов и 40-60° С для высо­колегированных сталей и жаропрочных сплавов.

В связи с тем, что нагрев при индукционном методе носит ярко выраженный поверхностный характер, ско­рость выравнивания температуры по сечению зависит от физических свойств металлов, определяемых коэффи­циентом температуропроводности, а также от применяе­мых режимов нагрева.

Чем жестче требования по равномерности нагрева, тем больше потребуется времени на проведение процес­са, что часто ведет к ухудшению параметров индукци­онных установок, увеличению удельного расхода элек­троэнергии, увеличению длины нагревательных устройств и повышенному окалинообразованию.

Поэтому правильный, технологически обоснованный подбор температурного перепада является одним их наи­более важных факторов при проектировании индукцион­ных нагревательных установок .

В последнее время получил распространение режим изотермического, или ускоренного, нагрева, который проводится с постоянной максимальной температурой на поверхности нагреваемой заготовки.

В этом случае в первый период нагрева благодаря большой удельной мощности поверхностные слои заго­товки нагреваются за короткое время до максимальных температур. В последующий период удельную мощность подбирают такой, чтобы она обеспечила поддержание достигнутой температуры на поверхности, что соответст­вует режиму термостатирования.

Вследствие большого температурного перепада про­исходит быстрое выравнивание температур и общее вре­мя процесса значительно уменьшается.

При правильно выбранной частоте тока нагрев сталь­ных деталей до температуры пластической деформации обеспечивается за время, приведенное на рис. 12.

Время нагрева немагнитного сплава 1Х18Н9Т приве­дено в табл. 1.

Таблица 1.
Минимальное время нагрева заготовок из сплава 1Х18Н9Т до температуры 1000° С с перепадом температур между поверхностью и центром в 100° С

При нагреве цветных металлов и сплавов на про­мышленной частоте время нагрева можно с достаточной точностью вычислить по следующей формуле:

               (19)

где r₂ - радиус детали, см;

∆₂ - глубина проникновения, см;

а - средний удельный коэффициент температуро­проводности, см2/сек;

t_п - конечная температура на поверхности заготов­ки, °С;

t_ц - конечная температура центра заготовки, °С.

Для нагрева цветных металлов на промышленной частоте и при общем к. п. д. ŋ_и системы индуктор - металл, равном 0,5, зависимости длительности нагрева и средней удельной мощности от диаметра заготовки при­ведены на рис. 13.

5.  Коэффициент мощности системы индуктор-садка и реактивная мощность конденсаторной батареи

Индукторы индукционных установок имеют, как пра­вило, низкий естественный коэффициент мощности, при­чем значения его изменяются в довольно широких пре­делах в зависимости от частоты тока, зазоров между ин­дуктором и изделием, магнитной проницаемости, удель­ного сопротивления и размеров нагреваемых изделий.

Зависимости коэффициента мощности от частоты то­ка и диаметра нагреваемых изделий позволяют произво­дить правильный выбор реактивной мощности компен­сирующей конденсаторной батареи, руководствуясь не только минимальным расходом электроэнергии, но и снижением стоимости установки и необходимых произ­водственных площадей.

Значение коэффициента мощности системы индук­тор-садка может быть определено из выражения:

               (20)

где Р_с и Q_c - соответственно активная и реактивные мощности, потребляемые цилиндрической садкой;

Q₃ - реактивная мощность, рассеиваемая в за­зоре между индуктором и садкой.

Рис. 14. Зависимость cos φ_и системы индуктор-садка индукцион­ных установок для нагрева стали от частоты при μ_r2=1 и различ­ных диаметрах d₂.
а - для диаметров d2 от 2 до 12 см; б - для диаметров d2 от 14 до 24 см.

На рис. 14, а и б представлены зависимости cos φ_и си­стемы индуктор-садка индукционных установок для на­грева стали от частоты при μ_r2=1 и различных диамет­рах d₂.

Рис 15. Зависимость cos φ_и системы индуктор-садка индукционных установок для нагрева стали от частоты при разных значениях μ_r (d₂=6 см).

На рис. 15 представлены зависимости cos φ_и от час­тоты для заготовок диаметром 6 см при различных зна­чениях магнитной проницаемости.

При нагреве металлов с малым удельным сопротив­лением (например, алюминия, меди, бронзы и т. д.) cos φ_и значительно ниже, чем при нагреве черных метал­лов.

При μ_r2= 1 и относительно высокой частоте, т. е. при ярко выраженном поверхностном эффекте, для пример­ного определения коэффициента мощности можно поль­зоваться следующим выражением:

               (21)

где - величина зазора между индуктором и сад­кой.

Теоретически предельная величина cos φ_и при отсут­ствии зазора между индуктором и садкой равна 0,707.

Требуемая величина реактивной мощности Q_к.б кон­денсаторной батареи для компенсации естественного cos φ_и индукционного устройства рассчитывается по фор­муле

               (22)

гдe tg φ_и соответствует естественному cos φ_и; tg φ_к- ве­личине cos φ_к скомпенсированного контура.

При cos φ_и<0,3 с достаточной точностью в расчетах можно принять tg φ_и≈ 1 /cos φ_и.

Активные потери в конденсаторах равны:

                           (23)

где tg δ- тангенс угла ди­электрических потерь, кото­рый обычно выражается в процентах.

Рис. 16. Зависимость от часто­ты тангенса угла диэлектриче­ских потерь бумажно-масля­ных (кривая 1) и бумажно-соволовых (кривая 2) конденса­торов.

На рис. 16 представлена зависимость тангенса угла диэлектрических потерь от частоты для конденсаторов с масляным (кривая 1) и саволовым (кривая 2) на­полнением.

Коэффициент полезного действия конденсаторной батареи при компенсации реактивной мощности ин­дукционного устройства до cos φ_к= 1 будет равен:

               (24)

Обычно к. п. д. конденсаторной батареи достаточно высок, однако в отдельных случаях при высоких часто­тах и низком cos φ_к потери в конденсаторах могут до­стигать 10-12% мощности индуктора.

6. Оптимальная частота тока

Выбор оптимального значения частоты тока должен производиться с учетом ряда факторов, таких как рас­ход электроэнергии, стоимость оборудования, расход охлаждающей воды, занимаемые производственные пло­щади и т. д., для получения в конечном счете минималь­ных затрат на нагрев единицы продукции.

Рис. 17. Сопоставимые удельные приведенные затраты при нагреве стальных заготовок различного диаметра.

В ряде случаев, когда подсчет общих приведенных затрат затруднен, выбор оптимальной частоты осущест­вляется по максимуму общего к. п. д., соответст­вующему минимальному удельному расходу электро­энергии.

При нагреве стальных круглых заготовок до темпе­ратур пластической деформации полоса оптимальных частот выбирается исходя из условия

               (25)

На рис. 17 представлены сопоставимые удельные приведенные затраты при нагреве заготовок различного диаметра из аустенитной стали на частотах от 50 до 10 000 гц. С учетом минимальных затрат приме­нение промышленной частоты становится выгодным при диаметре заготовок вы­ше 23 см, а при отсутст­вии преобразователей на частоту 150 гц - уже с 17 см. Частота 150 гц для нагрева стали долж­на применяться при диа­метрах выше 11 см, ча­стота 1000 гц - при диа­метрах от 7 до 11 см, а частота 2500 гц - при диаметрах от 4 до 7 см и т. д.

Примерно такие же соотношения имеют место и при нагреве ферритных сталей до температур пластической деформации.

При нагреве ферритных сталей до температур ниже точки Кюри глубина проникновения становится значи­тельно меньше и электрический к. п. д. индуктора до­стигает высоких значений при более низких частотах. В этом случае применение промышленной частоты мо­жет оказаться более выгодным уже начиная с диамет­ров в 5-7 см.

Нижний предел применения промышленной частоты для цветных металлов может быть определен из следую­щего соотношения:

               (26)

В соответствии с (26) применение промышленной частоты рекомендуется для заготовок минимальных диа­метров, приведенных в табл. 2.

Удельный расход электроэнергии при нагреве заго­товок из цветных металлов на промышленной частоте составляет:

для алюминия (500° С) .................. 280-320 квт∙ч/т

для меди (850° С).............................190-230 квт∙ч/т

для латуни (780° С)...........................170-215 квт∙ч/т

Источник: "Индукционные нагревательные установки" Простяков А. А.

Назад