Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние проблемы работы теплотехнологиче ских установок для получения алюминия и его сплавов и методы их расчета 8
1.1. Обзор существующих конструкций электролизеров с самообжигающимися анодами и проблемы их работы 8
1.2. Обобщение литературных данных по методам получения сплавов А1-РЬ 20
1.3. Современные методы численного анализа теплотехнологических процессов 29
1.4. Обзор существующих математических моделей теплотехнологических установок для получения
алюминия и его сплавов 31
1.5. Выводы и постановка задач исследования 36
2. Разработка математических моделей процессов теплообмена в установках для получения алюминия и его сплавов 39
2.1. Математические модели теплообмена в электролизере 39
2.1.1. Разработка математической модели теплообмена и метод ее решения 39
2.1.2. Совершенствование термоэлектрической модели электролизера и метод ее решения
2.2. Разработка математической модели теплообмена при гранулировании алюминиевых сплавов и метод ее решения 45
2.3. Апробация тепловой модели электролизера 50
2.4. Апробация термоэлектрической модели электролизера 51
2.5. Разработка лабораторной установки для приготовления лигатур системы А1-РЬ в гранулированном виде 60
2.6. Выводы 61
3. Расчетное исследование тепловой работы алюминиевого элек тролизера С-8БМ 62
3.1. Разработка предложений по рациональной конструкции анодных штырей 62
3.2. Моделирование тепловых и электрических полей для различных конструкций анодных штырей 66
3.3. Расчет энергетических балансов для исследуемых вариантов анодных токоподводов 75
3.4. Расчетная оценка влияния воздушных прослоек в пространстве «бортовой блок-кожух» на образование гарнисажа 82
3.5 Анализ результатов 83
3.6. Выводы и рекомендации
4. Исследование теплообмена при получении гранул высококон центрированных свинецсодержащих алюминиевых сплавов 89 "
4.1. Численное моделирование теплообмена при движении капли расплава в воздушной среде 89
4.2. Численное моделирование охлаждения капли расплава при движении ее в водной среде 91
4.3. Результаты лабораторного эксперимента при получении гранул сплава А1-РЬ 94
4.4. Разработка рациональных режимов получения гранул сплавов А1-РЬ в промышленных теплотехнологических установках 96
4.5. Выводы и рекомендации 97
Заключение 98
Список использованных источников 1
- Современные методы численного анализа теплотехнологических процессов
- Совершенствование термоэлектрической модели электролизера и метод ее решения
- Моделирование тепловых и электрических полей для различных конструкций анодных штырей
- Результаты лабораторного эксперимента при получении гранул сплава А1-РЬ
Введение к работе
Актуальность работы обусловлена необходимостью совершенствования энергоемких теплотехнологических установок алюминиевого производства с целью энергосбережения и получения конечного продукта требуемого качества.
Получение алюминия в электролизных ваннах является практически единственным промышленным методом его производства. При этом наиболее широкое применение на алюминиевых заводах России и за рубежом получили электролизеры с самообжигающимися анодами. Технико-экономические и экологические показатели электролизеров этой конструкции характеризуются достаточно низкими значениями и требуют дальнейшего повышения.
Не менее важной задачей отечественной промышленности является получение качественных сплавов на основе алюминия. В частности, для производства полуфабрикатов из автоматных алюминиевых сплавов требуется применение лигатур (промежуточных сплавов) системы А1-РЬ. Однако в настоящее время аппаратурное оформление технологии получения лигатур несмешивающихся компонентов системы А1-РЬ заданной структуры недостаточно отработано.
Разработка технических решений по усовершенствованию теплотехнологических установок для получения алюминия и его сплавов методами физического эксперимента является весьма трудной задачей. В связи с этим наиболее рациональным для исследования и совершенствования теплотехнологических процессов является применение совершенных математических моделей, базирующихся на фундаментальных уравнениях математической физики.
Объект исследования - электролизеры для получения алюминия и установки для гранулирования свинецсодержащего расплава на его основе.
Предмет исследования - процессы теплообмена при электролизе алюминия и гранулировании его расплавов.
Цель работы - повышение энергоэффективности, надежности работы и качества конечного продукта теплотехнологических установок для получения первичного алюминия и его гранулированных промежуточных сплавов на основе результатов расчетно-теоретического и экспериментального исследования процессов теплообмена.
Задачи исследования:
Для выявления энергосберегающего потенциала алюминиевого электролизера с самообжигающимися анодами усовершенствовать его математическую модель теплообмена, учитывающую особенности элементов конструкции и режимов работы.
Разработать математическую модель процесса теплообмена в установках для получения гранул расплава системы А1-РЬ, позволяющую прогнозировать качество получаемых промежуточных сплавов.
Выполнить расчетно-теоретические и экспериментальные исследования процессов теплообмена при электролизе алюминия и гранулировании расплава системы А1-РЬ.
Разработать научно обоснованные рекомендации по повышению энергоэффективности и надежности работы алюминиевых электролизеров и процесса теплообмена при получении в промышленных установках гранул промежуточных алюминиевых сплавов с равномерным распределением включений свинца.
Научная новизна работы
Усовершенствована трехмерная математическая модель электролизера, учитывающая при анализе теплообмена токораспределение в его объеме, конструкции анодных штырей и футеровки, состав анодной массы.
Впервые разработана трехмерная динамическая математическая модель теплообмена при гранулировании металлических расплавов, учитывающая изменение нелинейных граничных условий и фазового состава охлаждающей среды в процессе движения капли различного размера и химического состава.
Установлена зависимость производительности электролизера с самообжигающимися анодами от формы токоподводящих элементов.
Определена скорость охлаждения капель расплава системы А1-РЬ различного размера и состава, необходимая для получения гранул с равномерным распределением включений РЬ.
Практическая значимость результатов работы
Предложена двумерная математическая модель теплообмена электролизера с самообжигающимися анодами, позволяющая проводить инженерные расчеты температурных полей в его объеме.
Предложена форма анодных штырей, позволяющая, в сочетании с использованием коллоидной анодной массы, увеличить производительность электролизера при одновременном снижении затрат на электроэнергию.
Рекомендованы расчетные зависимости междуполюсного пространства (МПР) электролизера от величины образующихся воздушных прослоек в пространстве «бортовой блок - кожух», обеспечивающие образование защитного слоя гарнисажа.
Рекомендованы режимные и конструктивные параметры работы промышленных теплотехнологических установок для получения высококонцентрированных свинецсодержащих алюминиевых гранул.
Научные и практические результаты работы используются при разработке технологии производства алюминия и его сплавов в НТЦ «Легкие металлы» и ООО «КРАМЗ», а также в Сибирском федеральном университете при подготовке студентов по специальностям «Энергетика теплотехнологии» и «Промышленная теплоэнергетика».
Основные результаты, выносимые на защиту:
1. Математические модели теплообмена и токораспределения в электроли
зере с самообжигающимися анодами и результаты численного исследования
влияния режимных и конструктивных параметров на его тепловую работу.
2. Математическая модель теплообмена при гранулировании металлическо
го расплава системы А1-РЬ и результаты численного и экспериментального ис
следования динамики его охлаждения.
3. Рекомендации по рациональным конструкции и режимным параметрам
электролизеров с самообжигающимися анодами, позволяющие повысить их
энергоэффективность и надежность работы футеровки.
4. Рекомендации по организации процесса охлаждения расплава системы
А1-РЬ для получения в промышленных установках гранул лигатур требуемого
по технологии качества.
Достоверность полученных результатов обеспечивается использованием в работе базирующихся на фундаментальных уравнениях математической физики современных методов анализа процессов теплообмена, а также сопоставлением результатов расчета с экспериментальными данными в ходе апробации расчетных моделей.
Личный вклад автора. Все приведенные в диссертации основные положения, теоретические результаты и выводы получены лично автором или при его непосредственном участии. При анализе результатов работы использовались консультации Г.В. Архипова, Я.А. Третьякова, А.Г. Архипова, В.Г. Бабкина и А.И. Черепанова.
Апробация работы проводилась на Международной научно-практической конференции «Состояние и перспективы развития электротехнологии» («XII Бенардосовские чтения»), Иваново, 2006; Международной научной конференции «Современные проблемы математического моделирования и вычислительных технологий - 2008», Красноярск, 2008; XII Международной научной конференции «Решетневские чтения», Красноярск, 2008; XIV Международной конференции-выставке «Алюминий Сибири-2008», Красноярск, 2008; Международной научно-практической конференции «Состояние и перспективы развития электротехнологии» («XV Бенардосовские чтения»), Иваново, 2009; Всероссийском семинаре кафедр ВУЗов по теплофизике и теплоэнергетике, Красноярск, 2009.
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 12 печатных работ, в том числе 2 из списка рецензируемых изданий, рекомендованных ВАК.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех разделов с выводами, заключения и библиографического списка из 112 наименований, изложенных на 111 страницах, включая 34 рисунка и 16 таблиц.
Современные методы численного анализа теплотехнологических процессов
Электролизеры, применявшиеся в промышленности вплоть до конца 20-х начала 30-х годов прошлого столетия, были малой мощности (до 10 кА), с блочными предварительно обожженными анодами, периодического действия. Анодная плотность тока на таких электролизерах составляла 1,4-6,5 А/см", а расход электроэнергии на производство алюминия достигал 8000-25000 кВт-ч/т.
С 30-х годов прошлого столетия начался новый этап развития конструкции электролизных ванн. Во время Первой мировой войны в Норвегии инженер и изобретатель Карл Вильгельм Содерберг, работающий с 1913 года в компании Elektrokemisk, которая впоследствии была переименована в Е1-kem, совместно с двумя инженерами Матиасом Семом и Йенсом Вестли в 1919 году открыли новый метод получения алюминия. На основе этого метода была разработана конструкция электролизера, впоследствии названная электролизер Содерберга.
В начале 20-х годов в электрометаллургии начали внедряться непрерывные самообжигающиеся электроды. По патенту Содерберга были сделаны первьте попытки использовать принцип устройства таких электродов в алюминиевой промышленности. Однако устройство непрерывных самообжи-гагощихся анодов с токоподводом по принципу непрерывных самообжигающихся электродов электропечей (посредством прижимных контактных плит) не дало желаемых результатов в алюминиевой промышленности. Значительное падение напряжения в прижимном контакте, которое не имеет решающего значения в условиях работы электродов в электропечах, крайне неблагоприятно при эксплуатации алюминиевых электролизеров. В различных странах, в том числе и Советском Союзе, были проведены большие экспериментальные работы по изысканию конструкции непрерывного электрода (анода) для нужд алюминиевой промышленности. В результате появилась система токоподвода при помощи штырей, забиваемых в неспе-ченную зону тела анода сбоку - так называемая система бокового токоподвода к самообжигающимся анодам. Эту систему начали внедрять в промышленность с начала 30-х годов. Постепенно совершенствуясь, она стала конкурировать с системой обожженных анодов. Совершенствование электролизеров с непрерывными самообжигающимися анодами и боковым токоподводом связано прежде всего с увеличением единичной мощности (силы тока) электролизеров и с отказом от первоначальных двух- и трехэлектродных конструкций в пользу сохранившейся до настоящего времени одноэлектродной конструкции анодной системы. Это обеспечило широкое применение электролизеров данного типа в производстве алюминия вплоть до 50-х годов [1].
Переход на электролизеры с самообжигающимися анодами способствовал ускорению и удешевлению производства алюминия, так как из технологической схемы были исключены дорогостоящие работы по прессованию и обжигу анодов. Электролизеры с самообжигающимися анодами делятся по типу токоподвода на электролизеры с боковым и верхним токоподводом. На рис. 1.1 представлена конструкция самообжигающегося анода с боковым токоподводом. В данной конструкции стальные токоведущие анодные штыри забиваются под определенным углом в боковые поверхности анодного массива в верхних зонах, где еще не прошли процессы спекания анода. По мере сгорания анода штыри перемещаются вместе с анодом в нижние более горячие зоны, в которых спекаются со скоксовавшимся массивом и при достижении определенных температур воспринимают токовую нагрузку. Когда становится вероятным выход нижнего конца штыря из тела анода и контакт с электролитом, штырь извлекается из тела анода и забивается в верхний горизонт.
Переход на применение электролизеров повышенной мощности (свыше 100 кА) с непрерывными самообжигающими анодами привел к разработке другой системы токоподвода, в которой штыри устанавливаются сверху. Электролизеры с анодным устройством такой системы, известные под названием электролизеров с самообжигающимися анодами с верхним токоподводом, стали широко применяться в промышленности с пятидесятых годов двадцатого века. Эта система токоподвода позволила увеличить единичную мощность электролизеров и значительно упростить их обслуживание, что обеспечило рост производительности труда. Токоподводящие штыри устанавливают вертикально на высоту, обеспечивающую их запекание при опускании анодного массива. При достижении нижним концом штыря расстояния от подошвы анода, определяемого безопасным ведением процесса (минимальное расстояние от штыря до подошвы анода 20 см), штырь раскручивается и извлекается из тела анода. Образовавшееся отверстие может заполняться самопроизвольно затекающей расплавленной анодной массой или специально засыпаемой анодной массой, а также в отверстие может быть вставлен специально подготовленный брикет (пробка) из анодной массы. После этого в отверстие на верхнем горизонте устанавливается анодный штырь.
С 50-х до 70-х годов подавляющее большинство вновь вводимых электролизных корпусов в алюминиевой промышленности оборудовалось электролизерами этого типа. Единичная мощность таких электролизеров составляла от 100 до 165 кА, плотность тока- 0,6 - 0,75 А/см2, расход электроэнергии - 14,2 - 15,5 кВт-ч/(т А1). К началу 80-х годов до 26 % алюминия производилось в электролизерах с верхним токоподводом.
Рассматривая совершенствование конструкции алюминиевых электролизеров за весь период развития алюминиевой промышленности, можно сделать основной вывод, что доминирующим на всех его этапах является рост единичной мощности агрегата при одновременном сокращении трудовых затрат на его обслуживание, снижении расхода электроэнергии, улучшении условий труда и уменьшении вредных промышленных выбросов в окружающую среду. При выборе той или иной конструкции электролизеров для нового алюминиевого завода в первую очередь учитывают эти факторы.
Совершенствование термоэлектрической модели электролизера и метод ее решения
Влияние образования пара на теплообмен учитывалось в приближении задачи Стефана, т.е. граница раздела пар-вода определялись при решении уравнений движения и теплообмена. Такое приближение описано в литературе [97, 105, 106]. Теплофизичеекие параметры жидкости принимались в зависимости от температуры. Выше 100 С принимались параметры пара, а при температуре ниже 100 С использовались параметры воды. Все параметры воды и водяного пара в зависимости от температуры принимались из [107].
Если считать, что скорости в объеме жидкой части капли в процессе ее движения равны нулю (т.е. принимается что капля твердое тело), то математическое описание теплофизических процессов, происходящих в объеме капли можно представить в виде нестационарного дифференциального уравнения теплопроводности с внутренними источниками теплоты [4]: где с - удельная теплоемкость, р - плотность расплава, А — коэффициент теплопроводности расплава, / - мощность внутреннего тепловыделения при фазовом переходе.
Уравнение (2.24) является квазилинейным параболическим уравнением второго порядка, так как все коэффициенты в этом уравнении являются зависимыми от температуры. Среда частицы принималась однородной, т.е. коэффициенты в уравнении (2.24) являются функциями только температур.
Расчетная область в осесимметричной системе координат В осесимметричной системе координат, представленной на рис. 2.3, уравнение (2.24) принимает вид: Зависимость внутреннего тепловыделения от температуры представлена в работе [108]. Учет внутренних источников тепловыделения в модели осуществляется путем введения эффективного коэффициента теплоемкости. Также принимается, что частица имеет однородную химическую структуру по всему объему где cp (Г) - добавочный член, отвечающий за внутреннее тепловыделение.
Расчетная область представляет собой цилиндр, радиус поперечного сечения которого составляет 5 радиусов капли расплава. Высота расчетной области была выбрана таким образом, что при расчете граничные условия на основаниях цилиндра были достаточно удалены от капли с целью имитации ее движения в намного большем объеме воды по сравнению с самой каплей (минимальный размер расчетной области составил величину в пять раз превышающую размер капли).
На нижней поверхности цилиндра задавалась скорость движения воды, которая принималась равной скорости капли расплава и зависела от времени, данная зависимость была получена из эксперимента: где vr - радиальная составляющая скорости, м/с; TZ - касательная составляющая тензора напряжений, напряжение трения, Па. Начальное значение температуры воды и капли составляли соответственно 20 и 1100 С: « )„ = 20 С, tKamu = 1100 С. (2.32) Значение кинетической энергии на входе составляло 0 м2/с2, а скорость ее рассеяния составляла 0 м2/с .
Решение задачи (2.14) - (2.17) выполнялось при помощи численного метода контрольного объема с использованием программы Star-CD. Контрольно - объемная сетка представлена на рис. 2.6.
Как видно из рис. 2.4 сетка вблизи поверхности капли расплава имеет сгущение. Размеры ячеек вблизи поверхности имеют средний линейный размер около 0,2 мм.
Апробация разработанной математической модели проводилась путем сравнения полученных результатов расчета с данными промышленных опытов. Сравнение показывает на качественно правильный характер изменения температурных кривых, полученных расчетом. Значения расчетных температур и тепловых потоков на кожухе (на уровне поверхности раздела «металл-электролит») были близки к измеренным. Максимальное расхождение температур расплава вблизи бортового блока не превышало 3,0 % [94]. Некоторые результаты для сравнения приведены в 1
С целью идентификации термоэлектрической модели были проведены замеры температурного поля, электрического баланса и формы рабочего пространства (ФРП) электролизера С-8БМ. Результаты замеров необходимо было сравнить с расчетными результатами, полученными на термоэлектрической модели.
На момент замеров электролизер С-8БМ работал в стационарном режиме с нормальными технологическими параметрами работы.
По результатам замеров температурного поля, формы рабочего пространства (ФРП) и электрического баланса электролизера была проведена идентификация математической модели, и выполнены уточняющие расчеты. Сопоставление расчетного и измеренного электрического баланса представлено в таблице 2.2. Также в таблице 2.3 представлены экспериментальные и расчетные значения температурного поля и формы рабочего пространства (ФРП). На рис. 2.5 показано расчетное температурное поле и ФРП.
Из таблиц видно, что математическая модель электролизера позволяет получать результаты, в высокой степени соответствующие действительным параметрам работы электролизера. По электрическому балансу совпадают практически все статьи. Такая же картина наблюдается и при сопоставлении температурного поля для измеренных и расчетных значений. Наблюдается отличие в измеренной и расчетной форме рабочего пространства, что связано с необходимостью уточнения свойств материалов, определяющих ФРП, и условий её формирования.
Моделирование тепловых и электрических полей для различных конструкций анодных штырей
Для обеспечения температуры в ПБА 957-958 С, при силе тока 185 кА электролизера 1-го варианта (исходной конструкции) необходимо, чтобы значение МПР составляло 40 мм. При этом общие потери тепла с анодного устройства составят 200,4 кВт, с продольных стенок катода 154,3 кВт, с торцевых стенок катода 56,3 кВт, с днища катода 51,6 кВт. Максимальная температура продольной стенки 273 С, длина настыли под анодом 244 мм - по продольной стенке и 259 мм - по торцевой, толщина гарнисажа 131 мм по продольной стенке и 116 мм - по торцевой, среднее напряжение 4,756 В, расход электроэнергии 16051 кВт-ч/т. Уровень КПК в центре анода 342 мм.
Использование коллоидной анодной массы (вариант №2), как показали расчеты, для поддержания температуры в ПБА 957-958 С необходимо увеличить МПР на 2 мм относительно исходного варианта. При этом общие потери тепла с анодного устройства возрастут с 200,4 кВт до 208,3 кВт (1,4 %). С продольных стенок катода уменьшатся с 154,3 кВт до 152,3 кВт (0,7 %). С торцевых стенок катода уменьшатся с 56,3 кВт до 53,8 кВт (0,6 %). С днища катода уменьшается с 51,6 кВт до 51,3 кВт (0,2%). Максимальная температура продольной стенки уменьшится на 7 С до 266 С. Длина настыли под анодом увеличится на 33 мм до 277 мм по продольной и на 28 мм до 287 мм по торцевой стенкам. Толщина гарнисажа увеличится на 27 мм до 158 мм по продольной и на 51 мм до 167 мм по торцевой стенкам. Среднее напряжение снизится на 1 мВ до 4,755 В, а расход электроэнергии увеличится на 272 кВт-ч/тдо 15779 кВт-ч/т.
При использовании токоподводящих элементов размером 300x60x2200 мм и коллоидной анодной массы (Вариант №3), для обеспечения температуры в ПБА 957-958 С и максимальной температуры, не превышающей 970 С, необходимо увеличить МПР на 3 мм относительно варианта №2. При этом общие потери тепла с анодного устройства уменьшатся с 208,3 кВт до 204 кВт (0,1%). С продольных стенок катода уменьшатся с 152,3 кВт до 149,2 кВт (0,1%). С торцевых стенок катода уменьшатся с 53,8 кВт до 53,5 кВт в абсолютном отношении, но увеличатся на 0,1 % в процентном. С днища катода уменьшатся с 51,3 кВт до 51,2 кВт в абсолютном отношении, но увеличатся на 0,2 % в процентном отношении. Максимальная температура продольной стенки незначительно увеличится на 2 С и составит 268 С. Длина настыли под анодом уменьшится на 11 мм до 266 мм по продольной и возрастет на 12 мм до 299 мм по торцевой стенкам. Толщина гарнисажа уменьшится на 1 мм до 157 мм по продольной и не изменится по торцевой стенкам. Среднее напряжение снизится на 14 мВ до 4,741 В, а расход электроэнергии уменьшится относительно второго варианта на 116 кВт-ч/т до 15663 кВт-ч/т.
При использовании токоподводящих элементов размером 420x40x2200 мм и коллоидной анодной массы (Вариант №4), для обеспечения температуры в ПБА 957-958 С и максимальной температуры, не превышающей 970 С, необходимо увеличить МПР на 3 мм относительно варианта №2. При этом общие потери тепла с анодного устройства уменьшатся с 208,3 кВт до 203,7 кВт (0,2%). С продольных стенок катода уменьшатся с 152,3 кВт до 149,1 кВт (0,1 %). С торцевых стенок катода уменьшатся с 53,8 кВт до 53,5 кВт в абсолютном отношении, но увеличатся на 0,1 % в процентном. С днища катода уменьшатся с 51,3 кВт до 51,2 кВт в абсолютном отношении, но увеличатся на 0,2 % в процентном. Максимальная температура продольной стенки также незначительно увеличится на 2 С и составит 268 С. Длина настыли под анодом уменьшится на 12 мм до 265 мм по продольной и возрастет на 10 мм до 297 мм по торцевой стенкам. Толщина гар-нисажа уменьшится на 1 мм до 157 мм по продольной и возрастет на 2 мм по торцевой стенкам. Среднее напряжение снизится на 16 мВ до 4,739 В, а расход электроэнергии на 122 кВт-ч/т до 15657 кВт-ч/т.
При использовании токоподводящих элементов размером 540x30x2200 мм и коллоидной анодной массы (Вариант №5), для обеспечения температуры в 11БА 957-958 С и максимальной температуры, не превышающей 970 С, необходимо увеличить МПР на 3 мм относительно варианта №2. При этом общие потери тепла с анодного устройства уменьшатся с 208,3 кВт до 203,5 кВт (0,3%). Потери тепла с продольных стенок катода уменьшатся с 152,3 кВт до 149,5 кВт в абсолютном отношении, но не изменятся в процентном. С торцевых стенок катода потери теплоты уменьшатся с 53,8 кВт до 53,6 кВт в абсолютном отношении, но увеличатся на 0,1 % в процентном. С днища катода тепловые потери не изменятся в абсолютном отношении, но увеличатся на 0,2 % в процентном. Максимальная температура продольной стенки незначительно увеличится на 2 С до 268 С. Длина настыли под анодом уменьшится на 15 мм до 262 мм по продольной и возрастет на 8 мм до 295 мм по торцевой стенкам. Толщина гарнисажа уменьшится на 1 мм до 157 мм по продольной и возрастет на 2 мм по торцевой стенкам. Среднее напряжение снизится на 14 мВ до 4,741 В, а расход электроэнергии на 116 кВт-ч/т до 15663 кВт-ч/т. Штыри исходной конструкции (диаметром 138 мм, подлежащие замене на плоские) имеют площадь поперечного сечения 14500 мм" и периметр сечения 433 мм. При замене их на плоские штыри сечением 300x60 мм (Вариант №3) площадь поперечного сечения относительно Варианта №2 увеличится до 18000 мм", а периметр сечения до 720 мм. Увеличение периметра штыря приведет к тому, что падение напряжения в контакте штырь-анод снизится на 29 мВ, а в теле анода на 56 мВ. Общее снижение падения напряжения в аноде составит 110 мВ.
За счет существенного снижения генерируемого тепла в аноде несмотря на увеличение площади поперечного сечения штыря будет наблюдаться уменьшение тепловых потерь с поверхности штырей с 30,7 кВт до 28,1 кВт (0,5%), с анодной массы с 25,9 кВт до 22,3 кВт (0,7%), а с анодного кожуха увеличение с 109,9 кВт до 111,6 кВт (0.8%). Уровень КПК в центре анода увеличится на 35 мм до 396 мм.
При замене штырей сечением 300x60 мм на штыри сечением 420x40 мм площадь поперечного сечения уменьшится до 16800 мм2, а периметр увеличится до 920 мм. Это приведет к тому, что потери тепла с анодных штырей и анодной шины увеличатся с 28,1 кВт до 29,1 кВт (0,3%), с анодной массы уменьшатся с 22,3 кВт до 22 кВт (0,1%), с анодного кожуха уменьшатся 111,6 кВт до 110,6 кВт (0,2%). Увеличение периметра штыря приведет к тому, что падение напряжения в контакте штырь-анод снизится на 4 мВ, а в теле анода на 5 мВ. Уровень КПК в центре анода увеличится на 5 мм до 401 мм.
При замене штырей сечением 420x40 мм на штыри сечением 540x30 мм площадь поперечного сечения уменьшится до 16200 мм2, а периметр увеличится до 1140 мм. Увеличение площади поперечного сечения приведет к тому, что потери тепла с анодных штырей и анодной шины увеличатся с 29,1 кВт до 30,3 кВт (0,2%), с анодной массы уменьшатся с 22 кВт до 21,8 кВт, с анодного кожуха уменьшатся с 110,6 кВт до 109,4 кВт (0,3%). Увеличение периметра штыря приведет к тому, что падение напряжения в контакте штырь-анод снизится на 2 мВ, а в теле анода на 1 мВ. Уровень КПК в центре анода увеличится на 4 мм до 405 мм.
Выявлено, что производительность электролизера не зависит от размера сечения исследуемых плоских токоподводящих штырей, что объясняется одинаковым выходом по току для вариантов 3, 4 и 5. Однако изменение производительности электролизера согласно вариантам 3, 4 и 5 относительно варианта 2 составляет 6 кг/сут, а относительно варианта 1 (исходного) составляет 28,4 кг/сут.
Использование плоских штырей с большим периметром приведет к тому, что будет наблюдаться перераспределение тепловых потоков. Тепловой поток будет направлен "в штырь". Этому будет способствовать увеличение теплоотдающей поверхности штыря. В результате чего потери тепла с анодных штырей и анодной шины будут уменьшаться, а с анодной массы и анодного кожуха будут увеличиваться. Падение напряжения в контакте штырь-анод, в теле анода, а также в самом штыре будет снижаться. Увеличение теплового потока через штырь, при увеличении периметра его поперечного сечения, будет способствовать увеличению уровня КПК в центре анода и к формированию более ровного конуса спекания.
Результаты лабораторного эксперимента при получении гранул сплава А1-РЬ
В результате расчета охлаждения капли расплава при движении в воздушной среде получено температурное поле в объеме капли в момент попадания ее в водную среду. Температурное поле в момент соприкосновения капли расплава с поверхностью воды используется как одно из начальных условий в расчете теплообмена между движущейся каплей расплава и водой.
На рис. 4.3, 4.4 представлены температурное поле в объеме капли расплава, а также в воде вблизи поверхности капли расплава спустя 0,5 сек движения капли в водной среде.
На рис. 4.5 представлено распределение теплопроводности в водной среде, по которому хорошо видно границу раздела фаз пара и воды.
На рис. 4.6 показаны максимальная и минимальная температуры в объеме капли расплава в зависимости от диаметра капли и времени ее движения в воде.
Время с момента попадания капли в воду до момента, когда максимальная температура в объеме капли примет значение 660 С, будем называть временем полной кристаллизации капли. Таким образом, время полной кристаллизации капли будет характеризовать момент, после которого жидкий свинец в объеме алюминия перестает коагулировать и тем самым образовывать большие глобулы. Свинец при температуре 660 С находится все еще в жидком состоянии, однако сами гранулы, как показал эксперимент, уже достаточно твердые и при соударении с остальными гранулами, которые находятся на дне сосуда с водой, не слипаются и сохраняют свою форму близкую к сферической.
Из полученной расчетной динамики температур в объеме капли в процессе ее движения в пароводяной среде можно определить скорость охлаждения капли расплава. Для капли диаметром 4,5 мм, 6 мм и 7,5 мм средние за все время движения в воде скорости охлаждения составляют соответственно, C/c: 680, 393, 325. Однако максимальные скорости охлаждения значительно отличаются от средних, например, в начальный период движения 0...0,2 с, капли, диаметром 4,5 мм, 6 мм и 7,5 мм в пароводяной среде скорости охлаждения составляют соответственно, С/с: 1200, 800, 600.
Расчетное значение объемной скорости кристаллизации для гранул, рассматриваемых размеров, составляет в среднем величину 2,83 см3/сек.
Из рис. 4.6 видно, что температурные кривые скачком изменяются в интервале температур 650 - 680 С, после чего изменение температуры со временем осуществляется практически по линейному закону. Такой характер кривых объясняется наличием резкого изменения теплофнзических параметров, значения которых приведены в [110].
Как показали результаты расчета, вблизи движущейся капли образуется тонкая паровая пленка, пленочный режим кипения, толщина которой заметно снижается со временем. Образование паровой фазы вблизи поверхности капли расплава можно увидеть из распределения теплопроводности на рис. 4.4. Тонкий слой, толщина которого меньше 1 мм, с высоким процентом содержания пара оказывает сильное сопротивление тепловому потоку с поверхности капли, а также способствует снижению коэффициента трения между движущейся каплей и водяной средой. Эти два фактора способствуют увеличению высоты сосуда с водой, необходимой для полного затвердевания капли.
Как видно из графика начальные скорости движения капли в воде составляют 93 см/сек, что согласуется с данными полученными из простых кинематических уравнений, описывающих движение тела в воздушной среде без учета трения. Затем за 1/5 секунды значение скорости уменьшается до 33 см/сек, далее практически по линейному закону падает до установившейся равномерной скорости, называемой скоростью осаждения [111].
Величина достоверности аппроксимации составляет 0,999, что говорит об идентичном соответствии аналитических зависимостей дискретным экспериментальным данным. Относительная погрешность экспериментальных данных при 95%-ном доверительном интервале статистического теста Стьюдента [112] для каждой измеренной мгновенной скорости 12 капель составила 3...5 %, что говорит о надежности и правильности полученных экспериментальных данных.
Результаты микроскопического анализа (рис. 4.8), проведенного совместно с В.Г. Бабкиным и А.И. Черепановым, показали, что частицы свинцовой фазы четко выделяются на фоне алюминиевой матрицы, их распределение по полю шлифа равномерно. Размер свинцовых включений не превышает 30 мкм, что говорит о достаточной скорости охлаждения капель расплава.
Расчетами и экспериментом на лабораторной установке для гранулирования установлено, что для капли сплава А1-15РЬ размером 4,5 мм скорость охлаждения 680 С/с достаточна для получения гранулы с равномерными включениями свинца. На основе полученных расчетных значений скорости охлаждения капли расплава А1-15РЬ определена требуемая для получения гранул минимальная высота водяной емкости, величина которой составляет 0,7 м.
