Амплитуды колебаний найдем для каждого резонанса в отдель ности, возмущающие силы примем равными соответственно членам гармонического ряда
Ak cos ku>t -\- Bk sin k(ot.
Напишем систему уравнений вынужденных колебаний корпуса головки швейной машины с учетом внутреннего неупругого со противления для резонансных режимов работы под действием возмущающих сил остальных гармоник:
|
М3у3 |
- f ( 1 Ь 4 |
) |
- I С, (у3и12 |
- |
yt)\ = |
Н{х); |
|
|
|
|
|
|
|
•йч |
|
|
|
(VI.101) |
|
M,y2 _ |
С, (1 + |
4) (у3и12 - |
у2) |
= Я(*> . |
j |
|
Здесь, |
как и в случае |
основного резонанса, гармонические |
силы |
равны |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Н(х) |
= |
со2 (ЛА cos kwt + |
В й sin kwt); |
|
|
|
они также имеют одни и те же амплитуды |
и частоты со, совпада |
ющие с частотой p/k собственных колебаний системы. |
|
Решая систему (VI . 101) и используя уравнения, |
аналогичные |
(VI.97) |
и (VI.98), найдем коэффициенты а\х) |
и b[x). |
Подставив |
зна |
чения |
у; пЬ, |
п\; h\x) |
и п2х) |
для головки |
швейной |
машины 22 кл., |
определим амплитуды колебаний крайней точки рукава для
соответствующих |
резонансов |
при сок-р = -4тРи toK p = - | - р х ; |
сок р = |
•=~Рг< |
|
|
|
Лр 2 2 ) = 37,6.10-2 |
мм; А$= |
9-10 2 мм; А$ = 0,82-10~-2 |
мм. |
Сравнивая полученные амплитуды колебаний головки швейной машины, возникающие при действии первых четырех гармоник, можно сделать вывод, что наибольшее значение (АР2 — 1,08 мм)
имеет |
амплитуда основного резонанса (при сок р = 425 рад/с, или |
п к р |
= |
4450 об/мин). Амплитуда колебаний |
второй гармоники (при |
сок р |
= |
212,5 рад/с, или пкр — 2225 об/мин) |
получилась в 3 раза |
меньше первой, а амплитуды колебаний третьей (при сок р = 142
|
|
|
|
рад/с, |
или пкр = 1500 об/мин) и четвертой (при сок р |
= 106 рад/с, |
или пкр |
= 1100 об/мин) гармоник — соответственно в 10 и 100 раз |
меньше амплитуды первой гармоники и практически |
не оказывают |
влияния на вибрацию машины. |
|
|
7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЧАСТОТ СОБСТВЕННЫХ |
КОЛЕБАНИЙ |
|
КОРПУСА ГОЛОВКИ ШВЕЙНОЙ МАШИНЫ |
С ПОМОЩЬЮ НОМОГРАММ |
При расчете корпуса швейной машины на вибрацию можно использовать номограммы, которые позволяют с малыми затратами времени выбрать основные параметры головки в зависимости от заданной рабочей скорости машины.
Пользование номограммами возможно, если соблюдаются
следующие условия: |
|
|
|
|
|
|
|
|
1) корпус швейной машины имеет плоскую платформу и уста |
навливается |
в четырех гнездах крышки |
рабочего |
стола; |
|
2) |
за |
расчетную |
схему |
принимается |
двухмассовая |
система |
(см. рис. V I . 13, |
г) с жесткостями С3 и |
Сг; |
|
|
|
|
3) частоты собственных колебаний определяются только в |
вертикальной |
плоскости; |
|
|
|
|
|
|
|
4) |
участок |
СЕ платформы принимается абсолютно жестким. |
|
На |
рис. V I . 16 показана номограмма |
для |
нахождения |
первой |
Рх (основной) |
и второй р2 частот собственных |
колебаний |
корпуса |
швейной машины. Эти частоты определяются |
по формуле |
|
|
|
|
|
|
Pi, 2 |
= |
£si _L _?1M12_ _|_ |
\ "Г |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1 |
|
(VI. 102) |
причем |
знак |
«минус» |
берется для определения ръ |
знак «плюс» — |
для |
определения |
р2. |
|
|
|
|
|
представлена |
|
Для построения номограммы формула (VI. 102) |
как |
квадратное уравнение |
[36] |
|
|
|
|
|
где |
|
|
|
|
|
z8 |
—Az + i> = |
0, |
|
|
|
(VI. 103) |
|
|
|
|
|
= Щ + |
+ f ; |
|
|
|
|
|
|
|
|
к |
|
|
( V U 0 4 ) |
причем и12 — коэффициент, |
учитывающий |
перемещение головной |
части |
рукава |
при прогибе |
платформы. |
Для швейных машин |
и12 « |
2,8+3. |
получим уравнение |
|
Из |
(VI. 103) |
|
v — kz -f- (— г2 ), которое можно представить в виде
z3 — Z\Z2 -\- z 2 .
Это уравнение относится к третьему номографическому порядку для номограмм из выровненных точек [36; 12].
Номограмма имеет две параллельные шкалы k (шкала 7) и v (шкала 2) и третью шкалу 3 — кривую, представляющую собой гиперболу, на которой указаны значения частот собственных колебаний корпуса швейной машины в рад/с.
Номограмма для определения частот собственных колеба ний корпусов швейных машин
Взяв |
пределы для k |
Он-15-106 |
1/с2 |
(шкала 2) и для |
v — |
----- Он-500-101 0 |
1/с4 |
(шкала 1) и принимая высоту этих |
шкал |
L x и L 3 |
по 200 |
мм, |
получим их масштабы: |
|
|
В1=ТГ-=к |
— |
= 0,13 - Ю«;Д,= |
1 |
з |
=0,4 - 10 4 |
|
|
"max |
«mm |
|
|
"max — "mln |
|
|
Принимаем затем расстояние между шкалами 1 и 2 также рав ным 200 мм, тогда отношение масштабов
BJB3 = 0,325 -10fi.
Для положительных значений ]/z будем иметь шкалу 3, расположенную между параллельными шкалами k и v и описыва емую уравнениями:
Яг |
|
200г |
мм; |
• Вг |
|
г + 0,325-106 |
_ B i ( — г 2 ) = |
0 , ' З Ю - 4 г 2 |
мм. |
Вг |
|
г + 0,325-106 |
В |
|
|
|
Обозначая |
|
|
|
г (1) |
г + |
0,325-10": |
|
получим |
|
|
|
200г( 1,; |
^ = 0,13.10-*гг |
Задаваясь последовательно значениями р = У г в пределах от 100 |
до 4000 1/с, подсчитаем соответствующие значения х и у и по
результатам |
подсчета построим |
номограмму. |
|
|
|
|
|
Расчет частот колебаний головок швейных машин с помощью |
номограммы можно провести в следующем порядке. |
|
|
|
|
1. Задаваясь моментом инерции сечения платформы, J3 |
и зная |
ее длину |
(см. рис. V I . 13, а), |
найдем по формуле |
(VI.75) |
предвари |
тельное значение жесткости |
С3 . |
|
|
найдем |
жесткость |
рукава |
2. Аналогично по формуле (VI.64) |
С г. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
3. |
По |
формулам (VI.63) и (VI.77) определим значения |
масс |
Afx и М3. |
При этом можно использовать данные табл. |
20. |
|
|
|
|
|
|
|
|
С |
|
С |
с |
|
|
|
|
4. |
Подсчитываем отношения ~ |
- ; |
-j^-u12; |
-jf-• |
|
|
k |
и v. |
5. |
По |
формулам (VI. 104) |
и (VI. 105) находим значения |
6. Соединяя полученные значения к и v |
прямой |
линией, |
получим |
в точках пересечения со шкалой 3 |
первую |
и |
вторую |
частоты собственных колебаний -корпуса машины (при v = |
149 X |
X 1010 |
и |
k — 810-104 имеем р х |
= |
423 |
рад/с и |
р 2 = |
2840 рад/с). |
Если |
низшая частота |
рг |
находится в пределах |
(1,Зн-1,7)со |
(со — рабочая |
скорость), |
то |
моменты |
инерции |
сечений |
J3 |
и JL |
выбраны правильно. После этого по Данным значениям J3 и Jx находят размеры сечений платформы и рукава.
Если же найденная частота рх окажется меньше 1,Зсо, то весь расчет нужно повторить, взяв новое з н а ч е н и е / 3 для плат формы или Jx для рукава.
Пример. Найти оптимальные размеры сечений рукава и платформы машины 207 кл., рабочая скорость которой п = 2800 об/мин.
Сначала определим частоту собственных колебаний существующей кон
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
струкции. Расчет |
|
ведется в следующей |
последовательности. |
|
|
|
|
1. |
В соответствии с конструкцией машины имеем Ja = 35 см4 ; Jх |
= 295 см4 ; |
d -~ 35 см; 1Х = |
30,5 см. |
|
|
|
|
|
|
2. |
По формулам (VI.75) и (VI.64) найдем жесткости платформы С3 |
и рукава |
СХ: |
С 3 =- 3560 кгс/см; |
d = 3 5 . 1 0 3 |
кгс/см. |
|
|
|
|
3. |
По формулам |
(VI.68а) и (VI.74а) находим к, а и Р и определяем массы |
Мх |
и М3 по формулам |
(VI.63) и (VI.77): |
|
|
|
|
|
|
Мх |
= 0,0046 кгс-с2 /см; |
М3 = 0,0357 кгс-с2 /см. |
|
|
|
|
4. |
Находим |
отношения: С3/М3 = |
1005-10s 1/с2; Схип/М3 |
= 274• 104 |
1/с2; |
Сх/Мх |
= 7 6 - Ю 5 |
1/с2 . |
(VI . 104) и |
(VI . 105) найдем значения k— |
113-Ю8 |
и |
v = |
5. |
По формулам |
=760-101 0 .
6.По номограмме (рис. V I . 16) находим частоты собственных колебаний кор пуса: рх = 260 1/с; р2 = 3250 1/с. Рабочая скорость машины со = 293 1/с, сле довательно, машина каждый раз проходит через резонанс.
Теперь подсчитаем, какова будет частота колебаний корпуса машины, если момент Инерции сечения платформы J3 увеличить в два раза, а момент инерции сечения рукава J х уменьшить в два раза за счет уменьшения размеров и толщины стенок до 5 мм. При этом погонный вес платформы увеличится незначительно,
так как момент инерции J3 можно |
увеличить за счет |
высоты |
ребер жесткости, |
а вес рукава с колонкой уменьшится |
примерно на 6 кгс. |
|
Подставляя новые значения Jx |
и / 3 , получим: |
|
|
1) жесткость платформы С3 = 7120 кгс/см; |
|
|
2) |
жесткость рукава Cj = |
17 500 |
кгс/см; |
|
|
3) |
массы: М\ = 0,0042 кгс-с2 /см; |
М3 — 0,0255 кгс-с2 /см; |
4) |
парциальные частоты: |
С 3 / Л / 3 |
= 280 • 103 1/с2; |
C l " 1 2 |
= 192-104 1/с2; |
|
|
|
|
|
М3 |
|
C\jM\ = 41,7-105 1/с2;
5)значения k и v. k~ 63,76-106 ; v— 117.101 0 ;
6)частоты собственных колебаний: рх = 422 1/с; р2 — 2480 1/с.
Таким образом, р1 = 1,44со, т. е. машина будет работать в дорезонансной зоне. При J s — 70 см4 высота ребер жесткости платформы увеличится на 13 мм, т. е. составит 65 мм. Остальные размеры остаются прежними. Уменьшая моменты сечений рукава и колонки, можно снизить общий вес швейной машины.
Данный пример показывает, что при правильном выборе основных параме тров конструкции корпуса швейных машин можно удалить зону резонанса от зоны рабочих скоростей и тем самым снизить амплитуды колебаний, а следова тельно, и шум во время работы машин.
Г Л А В А V I I
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ВЛАЖНО-ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ ТКАНЕЙ
1. ОБЩИЕ |
СВЕДЕНИЯ |
|
|
|
|
|
|
|
В швейном производстве существует три вида влажно-тепло |
вой |
обработки тканей: |
отпаривание, |
глажение |
и |
прессование. |
Для |
их |
выполнения в |
настоящее |
время применяют |
различного |
рода утюги (табл. 21), опрыскиватели и прессы с ручным, |
электри |
ческим, пневматическим и гидравлическим приводами. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Т а б л и ц а 21 |
|
Характеристика |
утюгов Куйбышевского литейно-механического завода |
|
|
Вес |
Размеры, мм |
На |
Мощ |
|
|
|
|
Марка |
|
Шири |
пря |
Обрабатываемые |
изделия |
кг |
|
жение |
ность |
|
|
|
Длина |
на |
В |
Вт |
|
|
|
|
УЭП-4 |
4 |
190 |
ПО |
220 |
550 |
Женское платье, |
мужское |
|
|
|
|
|
|
|
и женское белье из хлоп |
|
|
|
|
|
|
|
чатобумажных |
тканей, шел |
|
|
|
|
|
|
|
ка, шифона и других лег |
|
|
|
|
|
|
|
ких тканей |
|
|
УЭП-6 |
6 |
210 |
116 |
220 |
700 |
Крупные |
детали |
из шер |
|
|
|
|
|
|
|
сти, камвольных и |
хлопча |
|
|
|
|
|
|
|
тобумажных |
тканей |
УЭП-8 |
8 |
260 |
119 |
220 |
900 |
Крупные |
детали |
верхнего |
|
|
|
|
|
|
|
платья из |
тяжелых тканей |
На предприятиях швейной промышленности для нагревания гладильных поверхностей используют пар и электричество. Другие виды теплоносителей, например токи высокой частоты, применяются пока только в лабораторных условиях. Рассмотрим основные преимущества и недостатки применяемых теплоноси телей.
Пар, подаваемый к рабочим органам гладильного оборудова ния, одновременно может выполнять две функции: равномерное увлажнение обрабатываемой детали по всей ее поверхности
и нагревание. К недостаткам парового обогрева гладильных поверх ностей прессов следует отнести невозможность изменения темпе ратуры гладильных поверхностей в зависимости от вида обраба тываемой ткани, низкую температуру обогреваемых рабочих органов прессов, которая определяется давлением насыщенного пара.
На существующих предприятиях давление насыщенного пара не превышает 3 кгс/см2 , такому давлению соответствует темпера тура 125—130° С. При этом давлении температура гладильной поверхности ниже температуры пара на 8—10°. Такая низкая температура не обеспечивает интенсивного подвода тепла к ткани в момент сушки при влажно-тепловой обработке.
Конструкция рабочих органов оборудования с паровым обо гревом очень громоздка; по сравнению с оборудованием с другими теплоносителями наличие подводящих паропроводов делает это оборудование менее маневренным.
При электрическом обогреве используют тепловое действие электрического тока. Электрический обогрев гладильных поверх ностей рабочих органов позволяет регулировать температуру, что важно при обработке различных видов тканей. В этом случае легко обеспечить автоматическое регулирование температуры. Размеры рабочих органов при этом способе значительно меньше, чем при паровом обогреве; отсутствие же сложных подводящих паропроводов делает оборудование более маневренным.
Однако при электрическом обогреве с помощью спиральных элементов ухудшается равномерность нагрева гладильной поверх ности рабочих органов. Эта поверхность имеет большую темпера туру под нагревательными спиралями и меньшую между ними. Полуфабрикат увлажняется распыленной водой, что также ухуд шает равномерность увлажнения поверхности ткани.
В промышленности для утюгов, легких и настольных прессов и некоторых других видов оборудования применяют в основном электрический обогрев, реже смешанный, когда увлажнение обрабатываемой ткани осуществляется паром, а требуемая темпе ратура нагрева гладильных поверхностей прессов — электри чеством.
Выбор теплоносителя зависит от технологических требований, предъявляемых к процессам влажно-тепловой обработки изделий. Применение пара для обогрева небольших по габаритам рабочих органов (утюгов, легких настольных прессов) вряд ли целесооб разно.
Применяемые в настоящее время спиральные нагревательные элементы значительно снижают производительность пресса, они неэкономичны и недолговечны. Кроме того, они потребляют большое количество электроэнергии, длительное время разогре ваются до рабочей температуры, имеют низкий тепловой к. п. д. (0,3—0,5) и не обеспечивают требуемого качества влажно-тепловой обработки.
Наиболее эффективным является нагрев при помощи токопроводящих пленок, к. п. д. которых достигает 0,9 (в несколько раз больше, чем у обычных проволочных нагревательных элементов). Установлено, что наиболее перспективными являются ферросилициевые пленочные нагревательные элементы, позволяющие интен сифицировать процессы влажно-тепловой обработки и способствую щие созданию в рабочей зоне равномерного температурного поля. Применение ферросилициевых пленочных нагревательных эле ментов, как показывают исследования, проведенные С. Я. Лейбманом, приводят к следующим результатам:
1) расход электроэнергии сокращается в среднем на 20—30%, что способствует повышению эффективности гладильного обору дования в случае замены проволочных нагревательных элементов пленочными;
2) время разогрева до рабочей температуры (120—200° С) сокращается в два-три раза, что позволяет значительно увеличить производительность оборудования;
3) колебания температуры при измерениях в различных точках рабочей поверхности не выходят за пределы, установленные техническими требованиями на гладильные подушки (±5—7°), что свидетельствует о высокой равномерности температурного поля в рабочей зоне и позволяет значительно улучшить качество влажно-тепловой обработки изделий;
4)нагревательный элемент обладает высокой чувствительно стью к терморегулированию;
5)срок службы пленочных нагревательных элементов без ремонта достигает 6000 ч.
Внастоящее время пленочные нагревательные элементы еще не получили промышленного применения.
Для нагревания рабочих поверхностей прессов можно исполь зовать полупроводниковые нагревательные элементы.
2. ТЕПЛОВОЙ И ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
ГЛАДИЛЬНЫХ ПОДУШЕК ПРЕССА
• Мощность нагревательных элементов рассчитывают в зависи мости от теплового баланса подушки пресса. Тепло, выделяемое электронагревательными элементами, расходуется на полезный нагрев и потери тепла в окружающую среду. Расход технологи чески необходимого тепла (в ккал) складывается из затрат тепла на нагрев ткани QT K , а также на нагрев и испарение воды QB:
|
Q T K = G T K C T K ( ' T K + ' O ); |
|
( V I I . 1) |
|
<?в = о в С в ( * в - д + |
о в г , |
|
( V I 1 - 2 ) |
где GT K |
и GB — соответственно вес ткани |
и воды в кг; с т к и св — |
теплоемкость ткани и воды в ккал/(кг-°С); |
trK |
— температура |
нагрева |
ткани в °С; tB — температура |
воды, |
tB |
= 100 °С; г — |
теплота парообразования, равная 539 ккал/кг; |
|
t0—температура |
окружающей среды |
в °С. |
|
|
|
|
|
|
|
|
Потери |
тепла |
(в ккал) в окружающую среду |
складываются |
из |
потерь |
путем |
лучеиспускания |
Q„ и конвекции |
|
|
|
|
|
|
|
^ Ч ( ш Ы ш ) > ; |
|
|
(VH.3) |
|
|
|
|
|
Qn = |
FBa(tn-t0), |
|
|
|
(VII.4) |
где |
^ Б |
— площадь |
подушки, |
соприкасающаяся |
с |
окружающим |
воздухом* |
в м2 ; |
а — коэффициент теплоотдачи |
конвекцией |
в |
ккал/(м2 -ч-°С); |
8П |
и 0В —абсолютные |
температуры подушки |
пресса |
и воздуха |
в |
К; tu — температура |
подушки |
пресса |
в |
°С; |
t0 — температура |
окружающей |
среды в |
°С; сх — коэффициент |
теплоотдачи лучеиспусканием в ккал/(м2 -ч-°С). |
|
|
|
|
|
При |
составлении теплового |
баланса |
и определении |
потерь |
тепла в окружающую среду необходимо учитывать, что разные зоны подушки пресса будут иметь различную температуру.
Так как выбор коэффициентов теплоотдачи конвекцией и луче испусканием, а также определение температуры различных зон подушки пресса затруднительны, то для определения мощности нагревательного элемента задаются временем разогрева. Это время желательно сократить. При увеличении мощности нагре вательных элементов необходимо применять надежные системы терморегулирования, только в этом случае снижается расход электроэнергии.'Мощность Р (в Вт) нагревательного элемента для вновь проектируемой подушки пресса в зависимости от выб
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
ранного |
времени |
разогрева |
определяется |
по |
формуле |
|
|
|
|
|
Р= |
1 ' 1 6 G c f f ' - t ' o |
) , |
|
|
' |
(VII.5) |
где С — |
вес подушки или утюга в кг; с — |
удельная |
теплоемкость |
металла |
в |
ккал/(кг-°С), для чугуна |
с = |
0,12 ккал/(кг-°С), для |
алюминия |
с — 0,2 |
к'кал/(кг-°С); |
tn |
— требуемая |
температура |
гладильной |
поверхности подушки |
в |
°С; |
т) — к. п. д. |
теплового |
устройства |
подушки |
(для |
спиральных |
элементов |
г\ — 0,6-^-0,7; |
для трубчатых |
нагревательных элементов |
ТЭН |
т) = |
0,8-4-0,9); |
Т — задаваемое время разогрева утюга или подушки пресса в ч.
Определив мощность Я |
нагревательного |
элемента, присту |
пают к расчету длины / и площади сечения 5 |
проводника. |
По напряжению U электрической сети определяют силу тока |
/ |
= - £ - . |
(vii.6) |
По допустимой плотности тока находят площадь сечения провод ника
S = - | - . (VII.7)
|
|
|
|
|
|
|
Т а б л и ц а 22 |
|
Характеристики |
проводников |
нагревательных |
элементов |
|
|
|
Сопротивление 1 пог. м, Ом |
Допустимая сила тока, А |
d, мм |
|
Нихром |
1\о н ста н - |
Никелин |
Нихром |
Констан - |
Никелин |
|
|
|
|
|
тан |
|
|
|
тан |
|
0,25 |
0,0491 |
20,40 |
9,98 |
|
8,14 |
1,0 |
1,0 |
0,75 |
0,30 |
0,0707 |
14,20 |
6,93 |
|
5,66 |
1,5 |
1,5 |
1,25 |
0,35 |
0,0903 |
10,40 |
5,09 |
|
4,16 |
2,0 |
2,0 |
1,5 |
0,40 |
0,126 |
7,94 |
3;89 |
|
3,18 |
3,0 |
3,0 |
2,5 |
0,45 |
0,159 |
6,29 |
3,08 |
|
2,52 |
4,5 |
4,0 |
3,5 |
0,50 |
0,196 |
• 5,10 |
2,50 |
|
2,04 |
5,0 |
4,75 |
4,5 |
0,55 |
0,238 |
4,20 |
2,06 |
|
1,68 |
6,0 |
5,5 |
5,0 |
0,60 |
0,283 |
3,54 |
1,73 |
|
1,37 |
6,5 |
6,0 |
5,5 |
0,70 |
0,385 |
2,60 |
1,27 |
|
1,04 |
7,5 . |
6,5 |
6,0 |
0,80 |
0,503 |
1,99 |
0,974 |
|
0,795 |
8,5 |
7,5 |
7,0 |
0,90 |
0,663 |
1,57 |
0,770 |
|
0,629 |
10,0 |
9,0 |
8,0 |
1,00 |
0,785 |
1,27 |
0,524 |
|
0,510 |
12,0 |
11,0 |
10,0 |
1,10 |
0,950 |
1,05 |
0,516 |
|
0,421 |
14,4 |
13,4 |
12,0 |
Далее из табл. 22 выбирают ближайшую большую площадь
сечения, |
после чего находят длину |
проводника |
|
|
|
|
l = |
! L . — . |
(VII.8) |
Здесь |
р 5 |
0 0 |
—удельное сопротивление .проводника |
при темпера |
туре 500 |
°С: |
|
|
|
|
|
|
РБОО = Р 2 О ( 1 + Я Л < ) , |
( V I I . 9 ) |
где At |
= |
tn |
— t0. |
(VII.8) |
примет вид |
|
С учетом (VII.9) формула |
|
|
|
|
l = JL |
f |
Л п . |
(VII. 10) |
По экспериментальным данным температура нагревательного элемента, уложенного в бусах в лабиринты утюга или подушки пресса, составляет 400—500° С, тогда
Д/ = 500 —20 = 480°.
Если на предприятии нет проводника необходимого диаметра d,
то можно, выбрав ближайший больший диаметр dK, |
определить |
новую длину /н проводника из следующего соотношения: |
K = |
(vn.li) |
