Разработка отъёмной индукционной единицы для установки вакуумной дегазации

Движение металла в камере может заметно ускорить перенос водорода к границе раздела фаз. Вместе с тем, например при естественной конвекции, поток металла у границы раздела фаз, выгибается, и для перехода атомов водорода на межфазную границу последние должны диффундировать поперек потока. Это более медленный, чем массоперенос конвекцией, процесс. Он и определяет, в конечном счете, скорость массопереноса водорода в ванне.

В случае непрерывного вакуумирования металла, время пребывания потока у границы раздела фаз, по причине сложности процесса, можно определить путем проведения эксперимента или при помощи математического моделирования процесса массопереноса в вакуумной камере.

Ниже приведена сравнительная таблица 2.4, рассчитанная В. Б. Гагиным и Г. С. Макаровым, отображающая эффективность дегазации при различных способах воздействия на металл. В ней отображены величина константы скорости дегазации в (см*с) и средней расчетной толщины пограничного слоя д_ср (см).

Таблица 2.4 - Сравнительная таблица

Тип воздействия	в, см*с	дср, см
Выдержка без перемешивания в миксере с плотной футеровкой и нагревом зеркала металла	(0.38-0.75)*10-2	(13-26)*10-2
Выдержка с нагревом металла снизу с помощью индукционной нагревательной системы	1.7*10-2	5.9*10-2
Перемешивание металла пропеллерной мешалкой с нагревом зеркала металла	(3.9-6.4)*10-2	(1.5-2.6)*10-2
Перемешивание металла продувкой аргона с расходом 0,04 м3/т	9.8*10-2	1*10-2

Сравнение приведенных коэффициентов массопереноса подчеркивает ту большую роль, которую играет перемешивание объема металла в достижении высоких скоростей дегазации больших масс расплавленных алюминиевых сплавов. Обогрев поверхностных слоев ванны в процессе вакуумной обработки нежелателен, так как затрудняет течение естественной конвекции. Последняя по своей интенсивности эквивалентна перемешиванию расплава с помощью механической мешалки и в ряде случаев может превосходить последнюю. Большая интенсивность перемешивания металлического расплава естественной конвекцией объясняется развитием у поверхности малых контуров циркуляции, число которых значительно превышает число нескольких более мощных контуров, возникающих в случае перемешивания металла с помощью электромагнитных устройств или мешалок, правда это утверждение справедливо для вакуумных миксеров, где высота металла весьма велика. Перенос источника тепловыделения в донные слои ванны при нагреве металла индукционной системой более чем в 2 раза увеличивает скорость дегазации. Однако наиболее высокая скорость дегазации достигается при продувке ванны в процессе вакуумной обработки пузырьками инертного газа. Резкое увеличение размеров пузырьков в поверхностных слоях ванны приводит к существенному возрастанию эффективной поверхности дегазации и турбулизации поверхностного слоя, которая способствует уменьшению ламинарного пограничного слоя д_ср и заметно облегчает переход водорода через поверхность раздела фаз.

В процессе пузырькового выделения водорода, так и в случае продувки расплава инертным газом поверхностные окисные плены на расплавленных алюминиевых сплавах не могут заметно повлиять на кинетику газоудаления. Однако влияние поверхностных окисных плен может быть ощутимым в тех случаях, когда скорости перехода водорода через поверхность раздела фаз и скорости массопереноса водорода в расплаве в процессе вакуумной обработки становятся соизмеримыми. Это может быть при весьма интенсивном перемешивании глубокой ванны или при обработке больших масс расплава в тонком слое при течении металла через вакуумную камеру.

Преимущество вакуумной обработки непрерывного потока заключается в том что, металл в камеру поступает через канал, конец которого находится в глубине литейного желоба, поэтому оксидная пленка не поступает в камеру и не препятствует процессу дегазации.

Нельзя не отметить тот факт, что в определенные периоды дегазации процесс перехода водорода из расплава в пузырь и само пузырьковое газовыделение также могут определять общую скорость процесса. Так, в начальный момент дегазации, когда содержание водорода в расплаве велико, на всех взвешенных включениях в поверхностном слое небольшой глубины возникает громадное количество газовых скоплений вследствие малого расстояния между ними массоперенос водорода в расплаве осуществляется весьма быстро. А так как на отдельном включении газовое скопление может расти до определенных размеров, то переход водорода через границу раздела фаз сдерживается термодинамическими факторами. В этом случае скорость образования пузырьков (т. е. скорость пузырькового газовыделения) будет зависеть от частоты столкновений отдельных включений с газовыми скоплениями и может лимитировать общую скорость процесса. В последующем по мере снижения содержания водорода и увеличения расстояния между отдельными газовыми скоплениями скорость массопереноса перестает быть соизмеримой со скоростью перехода водорода через границу раздела фаз, она становится меньше последней и тогда массоперенос водорода в металле начинает определять общую скорость дегазации.

Таким образом, при вакуумной обработке непрерывного потока металла поверхностные стадии процесса могут оказаться лимитирующими только в начальный момент дегазации и при наличии поверхностной окисной пленки в случае малых глубин или весьма интенсивного перемешивания глубокой ванны. При температурах вакуумной обработки алюминиевых сплавов скорость перемещения молекул водорода (так и акт молизации) от поверхности раздела металл - газ в газовую фазу, рассчитываемая по известным уравнениям молекулярно-кинетической теории газа, довольно высока и оказывает слабое влияние на кинетику процесса дегазации. Все это приводит к заключению, что фактором, определяющим скорость газоудаления как в промышленных установках в общем, так и в установках вакуумной обработки непрерывного потока конкретно, является массоперенос водорода в расплавленном металле.

2.5 Основные выводы по главе

1. Рассмотрена физика взаимодействия системы газ-металл с точки зрения кинематики и темодинамики процесса, а также основные зависимости влияния пониженного давления на систему газ-металл;

2. Рассмотрены основные уравнения, описывающие процесс вакуумрования, необходимые для проведения инженерного расчета вакуумной установки;

3. Приведены различные модели межфазового взаимодействия системы газ-металл;

4. Приведены особенности вакуумной обработки металла при непрерывном потоке в промышленных условиях.

3. Проектирование установки рафинирования

3.1 Расчет геометрических размеров вакуумной камеры

Задачей расчета является определение геометрических размеров вакуумной камеры, позволяющих осуществить процесс рафинирования сплава от водорода с требуемыми качественными показателями согласно заданию к дипломному проектированию.

Расход металла, м³/с:

,	(3.1)

гдеП_час - производительность литья, т/час;

П_час = 30;

с₇₀₀-плотность жидкого алюминия, т/м³;

с₇₀₀ = 2,36.

.

Принимаем геометрию вакуумной камеры прямоугольного типа. Делаем допущение, что металл движется вдоль камеры равномерно со средней скоростью. Днище вакуумной камеры плоское.

Площадь поперечного сечения потока металла в вакуумной камере, м²

,	(3.2)

гдеQ - расход металла, м³/с;

Q= 0,00353;

н_x-средняя скорость течение металла вдоль вакуумной камеры, заданная исходя из конструктивных соображений, м/с;

н_x= 0,12.

.

Для эффективной дегазации, необходимо иметь как можно меньшую величину высоты потока металла в вакуумной камере. Принимаем, что средняя высота металла в камере составляет 3 см.

Ширина потока металла в вакуумной камере, м

,	(3.3)

где - площадь поперечного сечения потока металла в вакуумной камере, м²;

= 0,029;

- высота потока металла в камере, м;

= 0,03.

.

Для осуществления эффективной дегазации требуется как можно дольше время нахождения металла в вакуумной камере. Принимаем, что средняя время прохождения элементарного объема металла по активному участку камеры составляет 17 с.

Определим длину активного участка камеры (участок на котором происходит основное удалении водорода из металла), м

,	(3.4)

гден_x-то же, что в формуле (3.1);

-время пребывания частицы металла в камере, с;

= 17;

.

Для определения среднего коэффициента переноса водорода, используется модель обновления поверхности, физика и методика расчета которой приведена в главе 2. Для расчета, дополнительно, необходимо определить два параметра: скорость находящего потока металла, насыщенного водородом, на границу раздела фаз и радиус пузырька водорода. Скорость находящего потока металла определяется путем математического моделирования гидродинамичекого движения металла в вакуумной камере. Поперечное течение металла создается благодаря установленным под камерой четырех МГД-перемешиватей. Расчет МГД-перемешивателей и требуемого параметра приведен в разделе 4.2.

Радиус пузырька водорода определяется по рисунку 2.8 при глубине слоя 3 см, остаточному давлению 10 мм рт. ст. и концентрации водорода равной 0,35 см³ / 100 г. Продолжительность контакта насыщенного водородом элементарного объема металла, с

,	(3.4)

где- радиус пузырька водорода, м;

= 0,0004;

- средняя скорость находящего потока металла на границу раздела фаз, м/с;

= 0,046;

.

Усредненный коэффициент переноса водорода при модели обновления поверхности, см/с

.	(3.5)

где -коэффициент диффузии водорода в алюминии, см²*с; = 1*10³

- продолжительность контакта, с

= 0,017;

На основании теоретических материалов изложенных во второй главе, сущность явления дегазации алюминиевых сплавов при снижении давления в системе вытекает из нарушения равновесия в системе, сопровождающегося возникновением в расплаве новой фазы - молекулярного водорода и выделением ее. Поэтому чем ниже вновь установившееся парциальное давление над металлом, по сравнению с исходным парциальным давлением, определившим растворимость, тем быстрее наступит состояние пресыщения и произойдет распад пересыщенного газом расплава.

Принимаем, что в вакуумной камере вакуумный насос создает остаточное давление в 1 мм. рт. ст., причем делаем допущение что это давление создается только водородом. Равновесная концентрация водорода, исходя из формулы (2.4),составит, см³/100 г

,	(3.6)

где - температура обрабатываемого металла, ^ОK; = 973; - парциальное давление водорода, мм рт. ст.; = 1;

Расчет процесса дегазации путем вакуумирования проведем по методике, основанной на классической теории массопереноса с допущением, что в вакуумной камере поддерживается абсолютный вакуум, что близко к истине, так как реальное давление водорода в вакуумной камере ничтожно мало. Концентрация водорода в металле, на выходе из установки, после прохождения процесса вакуумного рафинирования, см³/100 г

,	(3.7)

где-концентрация водорода в металле до очистки, см³/100 г; = 0,35;

-усредненный коэффициент массопереноса водорода, см/с; = 0,27;

- то же, что в формуле (3.4);

-то же, что в формуле (3.3);

Результаты расчета показывает, что принятая скорость движения металла в камере, полученные геометрические размеры вакуумной камеры и режим работы МГД-перемешивателей позволяют осуществить необходимый уровень дегазации, так как полученное значение превышает требуемое значения равное 0,15 см³/100 г, что допустимо, учитывая допущения принятой методики расчета.

Степень дегазации установки рафинирования, %

,	(3.8)

где - то же, что в формуле (3.8); -концентрация водорода в металле после очистки, см³/100 г; = 0,076;

3.2 Расчет геометрических размеров каналов и требуемого компенсационного напора МГД - насосов

Входной и выходной канал имеют одинаковые геометрические размеры и оборудованы МГД-насосами. В качестве МГД-насосов, для осуществления компенсации атмосферного давления, выбраны цилиндрические трех фазные линейные индукторы без магнитопровода с водяным внутри проводным охлаждением, работающие на промышленной частоте.

Исходя из конфигураций МГД-насосов, канал имеет цилиндрическое сечение. Для расчета сечения канала задаемся среднейскоростью движения металла в канале исходя из конструктивных соображений.

Площадь поперечного сечения потока металла в каналах, м²

,	(3.9)

где Q - то же, что в формуле (3.1);

н_к-средняя скорость течение металла в каналах, м/с;

н_x= 0,45.

.

Внутренний диаметр каналов, м

,	(3.10)

где - площадь поперечного сечения потока металла в каналах, м²;

= 0,0078;

.

Суммарная высота канала будет складывается из длины индукционной системы, толщины футеровки, металлокарскаса, а также участка канала, находящегося в литейном желобе.

Давление, создаваемое столбом металла в каналах, кПа

,	(3.11)

гдес₇₀₀-то же, что в формуле (3.1);

h_к- принятая высота столба жидкого металла в каналах, м; h_к=1;

g-ускорение свободного падения м²/с; g=9.81;

.

Требуемое давление, создаваемое МГД-насосами, кПа

,	(3.12)

где P_ст-давление, создаваемое столбом металла в каналах, кПа P_ст=23,15;

P_ат-атмосферное давление, кПа P_ст=101,5;

Полученное требуемое давление и диаметр канала, являются основой для проектирования МГД-насосов, которое осуществляется при помощи численного моделирования в пакете ANSYS, расчет которого приведен в разделе 4.2.

3.3 Тепловой расчет

Для проведения расчета футеровку установки рафинирования можно разделить на четыре основные части (рис. 3.1): цилиндрическая футеровку входного и выходного каналов, плоскую футеровку подины вакуумной камеры под установку МГД-перемешивателей, плоскую футеровку стенок вакуумной камеры; плоскую футеровку свода;

Рисунок 3.1 - Упрощенная схема футеровки установки рафинирования 1- цилиндрическая футеровка входного и выходного каналов; 2- плоская футеровка подины вакуумной камеры под установку МГД - перемешивателей; 3 - плоская футеровка стенок и дверцы вакуумной камеры; 4 - плоская футеровка свода;

Футеровку входного и выходного каналов, из-за специфики работы МГД-насосов, требуется выполнить, как можно с меньшей толщиной, при этом температура на внешней поверхности каналов, должна позволять спокойно работать МГД-насосам. По результатам расчетов МГД-насосов, приведенных в разделе 4.2, толщина футеровки не должна превышать 40 мм на одну сторону. В каналах на металл воздействуют МГД-насосы, поэтому футеровка печи должна выдерживать большие электродинамические усилия, создаваемые в канале, а также давление внешней атмосферы. Применение МГД-насосов требует отсутствие электропроводных материалом между металлом в канале и индуктором, поэтому нельзя применять метало каркас для крепежа футеровки, что требует высоких механических свойств материала футеровки.

Футеровку подины также требуется выполнить как можно меньшей толщины, из-за специфики работы МГД-перемешивателей. По результатам расчетов МГД-перемешивателей, приведенных в разделе 4.2, толщина футеровки не должна превышать 70 мм. МГД-перемешиватели устанавливаются в немагнитное гнездо шириной 0,98 и длинной 2,3 метра. Такие размеры гнезда требуют от материала футеровки наличие высоких механических свойств.

Стенки и свод вакуумной камеры не несут серьезной механической нагрузи, а толщина их футеровки неограниченна, поэтому основным показателем для расчета является не допущение превышения предельной температуры регламентированной СанПиН по эксплуатации промышленного оборудования.

Учитывая требования предъявляемые к футеровки и экономическую целесообразность, предлагается использовать двухслойную футеровку: первый слой является огнеупорным и несущим механическую нагрузку, второй слой гасит основную температуру. Материалом первого слоя принята армированная керамика (ВКМ) серии АКБФ, в которых в качестве армирующего элемента используются кремнеземистые стеклосетки. АКБФ применяется при температурах эксплуатации 700-800 ^оС, что вполне приемлемо для работы с жидким алюминием. Изделия выпускаются по ТУ 1590-024-00190495-2004 под маркой АКБФ. Материалом второго слоя является бумага из керамического волокна типа КР1400.

Исходные данные для выполнения расчета приведены в таблице 3.1

Таблица 3.1 - Исходные данные теплового расчета

Параметр	Величина
Температура на внутренней вакуумной камеры и каналов tст,0С	700
Температура внешней среды tвнеш,0С	20
Коэффициент теплоотдачи с внешней поверхности футеровки при естественной конвекции бест, Вт/м*0С	10
Коэффициент теплоотдачи с внешней поверхности футеровки при ее обдуве боб, Вт/м*0С	30
Коэффициент теплопроводности материала АКБФ лакбф, Вт/м*0С	0,5
Коэффициент теплопроводности материала КР1400 лакбф, Вт/м*0С	0,05
Площадь поверхности каналов F1, м2	0,88
Площадь поверхности подины вакуумной камеры F2, м2	3,1
Площадь поверхности стенок и дверцы камеры F3, м2	1,65
Площадь поверхности свода F4, м2	3,2

Температура на внешней поверхности каналов, ⁰С

	(3.13)

где- внутренний радиус канала, м; = 0,05;

- внешний радиус первого слоя футеровки, м; = 0,07;

- внешний радиус второго слоя футеровки, м; = 0,08;

- коэффициент теплопроводности КР1400, Вт/м*⁰С; =0,05;

- коэффициент теплопроводности АКБФ, Вт/м*⁰С; =0,5;

- коэффициент теплоотдачи при обдуве, Вт/м²*С; =30;

- температура на внутренней стенки, ⁰С; =700;

- температура внешней среды, ⁰С; = 20;

Тепловые потери через футеровку каналов, Вт

,	(3.14)

где- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- общая площадь поверхности стенок и дверцы камеры, м²; = 0,88;

Температура на внешней поверхности подины, ⁰С

,	(3.15)

где- толщина изоляции подины вакуумной камеры, м;

= 0,07;

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

Тепловые потери через футеровку подины, Вт

,	(3.16)

где - то же, что в формуле (3.15);

- то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.13);

- общая площадь поверхности стенок и дверцы камеры, м²; = 3,2;

Температура на внешней поверхности стенок и дверцы камеры, ⁰С

	(3.17)

где- толщина 1-го слоя изоляции стенок и дверцы камеры, м;

= 0,07;

-толщина 2-го слоя изоляции стенок и дверцы камеры, м;

= 0,05;

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- коэффициент теплоотдачи при естественной конвекции, Вт/м²*⁰С;

= 10;

Тепловые потери через внешнюю поверхность стенок и дверцы окна, Вт

,	(3.18)

где - то же, что в формуле (3.17);

- то же, что в формуле (3.17);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- общая площадь поверхности стенок и дверцы камеры, м²;

= 1,65;

Температура на внешней поверхности свода вакуумной камеры, ⁰С

	(3.19)

где- толщина 1-го слоя изоляции свода, м; = 0,07;

-толщина 2-го слоя изоляции свода, м; = 0,05;

- то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13); - то же, что в формуле (3.17);

Тепловые потери через внешнюю поверхность стенок и дверцы окна, Вт

,	(3.20)

где - то же, что в формуле (3.19);

- то же, что в формуле (3.19);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- то же, что в формуле (3.13);

- общая площадь поверхности стенок и дверцы камеры, м²;

= 3,2;

Общие тепловые потери через футеровку установки рафинирования, кВт

	(3.21)

где-коэффициент, учитывающий ухудшение свойств теплоизоляции в процессе эксплуатации и упрощенную модель футеровки, используемую при расчете;

= 1,3;

- тепловые потери через каналы, Вт;

= 1124;

- тепловые потери через подину, Вт;

= 15540;

- тепловые потери через стенки и дверцу камеры, Вт;

= 984;

- тепловые потери через свод, Вт;

= 1700;

Изменение тепловой энергии в установке дегазации при номинальном режиме работы, кВт

	(3.22)

где Q_пот - общие тепловые потери через футеровку, кВт; Q_пот = 25,15;

Q_н - тепловая мощность выделяемая в металле канала за счет работы МГД-насоса при номинальном режиме работы (данные из раздела 4.1), кВт;

Q_и= 42;

Q_п - тепловая мощность выделяемая в металле, находящегося в вакуумной камере за счет работы МГД-перемешивателя при номинальном режиме работы (данные из раздела 4.1), кВт;

Q_п= 10,7;

Температура металла на выходе из установке при номинальном режиме работы, ⁰С

	(3.23)

где - Изменение тепловой энергии в установке дегазации при номинальном режиме работы, кВт;

= 101,65;

- температура алюминия на входе установки, ⁰С;

= 1090;

с - теплоемкость алюминия, Дж/кг*⁰С;

с = 1090;

m - масса метала, проходящая за час работы установки, т;

m = 30;

3.4 Расчет вакуумного оборудования

Основные требования, переделяемые к вакуумным установкам:

1) остаточное давление в вакуумной установке должно не превышать 10 мм рт. ст.;

2) натекание воздуха в систему печи или камеры при герметизации не должно превышать 0,1 мл/сек;

При несоблюдении этих требований эффект дегазации снижается.

Принципиальная схема вакуумной системы установки дегазации приведена на рисунке 3.2.

Рисунок. 3.2 - Принципиальная схема вакуумной системы

1 - вакуумный насос; 2 - вакуумный затвор; 3 - фильтр; 4 - ловушка; 5 - манометр; 6 - аварийный клапан; 7 - вакуумная камера

1. Насос. Для получения в вакуумных установках порядка 1-10^-3 мм рт. ст. применяют вакуумные масляный насосы. Для эффективной откачки объемов, содержащих значительное количества конденсирующих паров, следует применять вращательные масляные насосы с газобалластным устройством. Для заправки масляных вакуумных насосов применяют вакуумное масло марки ВМ-1 (ГОСТ 7003--56);

Определим величину массы жидкого металла в вакуумной камере, подвергающейся обработке, кг

,	(3.24)

гдес₇₀₀-то же, что в формуле (3.1);

h_с- то же, что в формуле (3.3);

b_с- то же, что в формуле (3.3);

L_к - то же, что в формуле (3.3);

Для упрощения расчета пренебрежём газом десорбирующимся со стенок камеры и элементов конструкции; выделяющегося из футеровки, проникающего через неплотности печи. Общее количество газов, откачиваемых в процессе работы установки; л/сек

	(3.25)

где ДС=C_вх-С_вых-газовыделение металла, см³/100 г; ДС=0.2;

m_мет- масса обрабатываемого металла, кг; m_мет=142;

ф_к- то же, что в формуле (3.3);

P_ост - тоже что в формуле.

Ориентировочно считаем, что быстрота откачки вакуумного насоса должна быть приблизительно в два раза больше расчетной, т.е. 33,4 л/сек.

2. Вакуумный затвор. Для многократного разобщения и сообщения различных участков вакуумной системы применяют вакуумные вентили (затворы). По назначению вакуумные на форвакуумные и высоковакуумные. Привод затворов может быть ручным и электромагнитным. К вакуум проводу вентиль присоединяют фланцами. Закрывание и открывание осуществляется с помощью клапана, представляющего подвижную деталь вентиля. Герметизация производится с помощью сильфона из полутомпака. Вентиля такого типа (обычно ДУ-25, ДУ-50, ДУ-80) довольно надежны в эксплуатации;

Вентили с электромагнитным приводом ДУ-25, ДУ-50 по конструкции напоминают вентили с ручным управлением. Эти вентили открываются при поступлении электрического тока в катушку соленоида, который вытягивает сердечник, соединенный с клапаном. При выключении тока клапан прижимается к седлу с помощью пружины. Таким образом эти затворы могут служить в качестве аварийных;

3. Фильтр. Для защиты механических масляных насосов от пыли на вакуум-проводах устанавливают специальные фильтры.

Источником пыли могут быть твердые мелкие частицы, находящиеся в объеме вакуумной печи или дегазационной камеры. Попадание таких частиц в насос резко увеличивает износ трущихся поверхностей или приводит к закаливанию их.

Рисунок. 3.3 - Схема конструкции фильтров первого и второго типов

На практике применяют фильтры двух типов (рисунок 3.3). Фильтр перового типа состоит из стального цилиндра с продольными прорезями, на который натянут фильтрующий слой из плотной ткани, например байки. Откачиваемый воздух проходит через ткань, практически полностью освобождаясь от частиц размером до 0,01 мм. (Проводимость приведенного фильтра с одним слоем байки 40 л/сек, с двумя слоями 37 л/сек)

В фильтрах второго типа в качестве фильтрующего слоя использован слой металлических колец, смоченных вакуумным маслом ВМ-4. Откачиваемый воздух проходит через три слоя колец, затем зазор между кожухом и цилиндром, в вакуум-провод и к насосу. Производительность такого фильтра 35 л/сек при давлении 0,5 мм рт. ст. Сравнение очистительной способности фильтров первого и второю типов позволяет отдать предпочтение фильтрам с матерчатым фильтрующим слоем.

4. Ловушка

5. Трубопровод. В большинстве случаев при расчете форвакуумных коммуникаций эффективная скорость откачки из печи S_эф близка к скорости откачки насоса S_н. Эффективная скорость откачки S_эф характеризует быстроту откачки газа из печи через трубопровод, имеющий пропускную способность С (С - количество газа, которое проходит через трубопровод при известной разнице давлений на концах, л/сек)

	(3.26)

Величина 1/С определяет сопротивление между вакуумным насосом и вакуумной камерой. Если пропускная способность трубопровода много больше скорости откачки насоса, т.е. С>>S_н то первым слагаемым формулы (3.26) можно пренебречь.

Определим время, необходимое для понижения давления в печи до требуемой величины, с

	(3.27)

гдеS_н - производительность насоса, л/с; S_н = 33,5;

V - объем вакуумной камеры, л; V =635;

P₁ - исходное давление в вакуумной камере, мм рт ст; P₁ = 760;

P₂ - рабочее давление в вакуумной камере, мм рт ст; P₂ = 1;

Проводимость С круглой трубы длиной L = 1 м в зависимости от диаметра и давления можно определить по графику изображенном на рисунке 3.4.

Рисунок. 3.4 - График продимости трубопровода различного сечения в зависимости от давления в системе

Для требуемой производительности диаметр трубы должен быть не менее 30 мм.

2.5 Основные выводы по главе

1. Приведена методика и проведен расчет процесса дегазации расплава алюминия вакуумированием при непрерывном потоке и с использованием МГД-устройств

2. Проведен расчет установки дегазации расплава алюминия, включающий в себя расчет вакуумной камеры, входного и выходного каналов, тепловой изоляции и требуемого вакуумного оборудования;

3. Уровень очистки металла и производительность спроектированной установки соответствуют техническому заданию;

4. Рассчитан тепловой баланс установки и разность температур между поступающим и очищенным металлом.

4. Математическое моделирование МГД-устройств

4.1 Математическое моделирование МГД-насосов

Для решения задачи компенсирования перепада давления между вакуумной камерой и желобом с металлом проведено проектирование МГД-насосов с помощью разработанной численной модели, которая позволила произвестикорректный расчет электромагнитного и гидродинамического поля в трехмерной постановке. Для этого была создана параметрическая трехмерная модель расчетной области канала с металлом и электромагнитной системы с приемлемой аппроксимацией исходной геометрии.

Для проектирования цилиндрического МГД насоса с требуемым напором, рассчитанным главе 3, необходимо провести расчет гидродинамических течений. Решение задачи магнитной гидродинамики в общей расчетной области сводится к решению двух задач, электромагнитной и гидродинамической. Общей областью для этих двух задач является область канала с металлом, где происходит взаимный учет сил и скоростей.

Ввиду сложности учета всех деталей реальной геометрии конструкции, свойств материалов и ограниченности вычислительных возможностей для решения нестационарной 3-х мерной магнитогидродинамической задачи необходимо использовать приведенные ниже допущения.

Задача электромагнитного компенсирования перепада давлений решается в расчетной области, представленной на рисунке 4.1. Расчетная область включает в себя следующие подобласти - металл в канале 1, обмотки индуктора 2, воздушное пространство 3.



Рисунок 4.1 - Расчетная модель

Основные допущения электромагнитной задачи для анализа электромагнитного поля:

1. Несущественные конструктивные детали индуктора, металлотракта и их составных частей не учитываются (в частности, немагнитные элементы крепления катушек, стеклотекстолит, электроизоляция и др.);

2. Токами смещенияпренебрегаем ввиду их малости;

3. Полагаем, что свойства всех материалов задаваемых для электромагнитного расчета - электропроводность г, магнитная проницаемость м являются изотропными и не зависящими от температуры;

4. Считаем, что ЭМ поле сосредоточено в некотором пространстве, размеры которого достаточно велики и не вносят существенного искажения в картину ЭМ поля.

Между основными размерами в модели установлена взаимосвязь, т.е., один размер может быть выражен через другой или несколько других. Такая взаимосвязь позволяет сделать модель однозначно определенной геометрически.

На рисунке 4.2 показана сетка конечных элементов аппроксимирующих заданную область индуктора. Объединяя всю совокупность геометрических параметров можно определить геометрию всей расчетной области электромагнитной задачи и аппроксимировать ее конечно-элементной сеткой.

Рисунок 4.2 - Сетка конечных элементов аппроксимирующих индуктор

Рисунок 4.3 - Сетка конечных элементов аппроксимирующих металл в канале

Достоверность разработанной математической модели для анализа электромагнитных и гидродинамических процессов подтверждена работой В.В. Ковальского [12]

Нестационарное электромагнитное поле в расчетной области описывается системой уравнений Максвелла, без учета токов смещения:

; (4.1)

; (4.2)

. (4.3)

Система уравнений (4.1), (4.2), (4.3) должна быть дополнена следующим материальным уравнениям:

	(4.4)

Система уравнений (4.1), (4.2), (4.3) может быть решена путем замены:

. (4.5)

Подставляя (4.5) в (4.1), (4.2), (4.3), используя Кулоновскую калибровку , а также считая, что магнитная проницаемость в каждой области постоянна, можно привести систему уравнений Максвелла к следующему виду:

; (4.6)

, (4.7)

где ц - электрический потенциал.

Для однозначного решения уравнений (4.6) и (4.7) по всей расчетной области необходимо определить граничные условия в начальный момент времени, задать токовые нагрузки в области обмоток и определить краевые условия на границе расчетной области.

Краевые условия на границе определяются заданием краевых условий для напряженности магнитного поля Н. Для границы расчетной области можно принять допущение, что существует только касательная составляющая H и все магнитное поле существует только в области E:

.

Начальные условия определяют начальное состояние системы индуктор-расплав и задаются следующим образом:

- для векторного потенциала :

,

где индекс ijk - указывает номер расчетного узла, t- время;

-для электрического потенциала ц:

.

- для скоростей во всех областях, кроме металла в канале:

.

- для скоростей металла в канале:

Токовые нагрузкив катушках индуктора определяются путем задания компонент вектора плотности токов с синусоидальным законом изменения во времени.

Синусоидально изменяющуюся токовую нагрузку в областях катушек можно задать в виде указанном ниже.

В катушке 1 вектор плотности тока J₁ можно представить в локальной цилиндрической системе координат №1:

,

Токовые нагрузки во всех остальных катушках задаются аналогично.

Решение нестационарной электромагнитной задачи заключается в решении уравнений Максвелла (4.1) - (4.3), которая сводится к решению системы уравнений (4.6)-(4.7).

Физические свойства материалов, задаваемые для расчета ЭМП приведены ниже.

Алюминий в канале (область 1):

- удельное электрическое сопротивление = 2,24·10^-7 Ом·м;

- относительная магнитная проницаемость м_r = 1.

Медь обмоток (область 2):

- удельное электрическое сопротивление с_об = 1,78·10^-8 Ом·м;

- относительная магнитная проницаемость м_r = 1.

Воздушный зазор и материал внешнего пространства (область 3):

- удельное электрическое сопротивление с_внеш = 1·10¹¹ Ом·м;

- относительная магнитная проницаемость м_r = 1.

Нестационарное магнитогидродинамическое полев области расплава может быть описано системой, которая для единичного объема включает уравнение неразрывности (4.8), и уравнения моментов для турбулентного движения (4.9)-(4.11):

; (4.8)

; (4.9)

; (4.10)

; (4.11)

где - плотность [кг/м³];

U - вектор скорости [м/с];

U,V,W - x, y и z компоненты скорости соответственно [м/с];

P - давление [Па]; - динамическая вязкость [Па•с];

- флуктуации x, y, z компоненты скорости;

F_Лx,F_Лy, F_Лz - силы Лоренца по x, y, z координате, [Н].

Для замыкания системы уравнений используется k-е модель турбулентности, описываемая 2-мя уравнениями:

; (4.12)

. (4.13)

Решение уравнений осуществляется методом контрольного объема. Указанные уравнения, по сути, представляют уравнения переноса, которые могут быть решены в интегральной форме заменой в членах уравнения интегрирования по объему интегрированием по поверхности.

В результате проведенной работы с применением программного пакета численного моделирования ANSYS спроектирован МГД-насос схема которого приведена на рисунке 4.4, а параметры приведены в таблице 4.1

Рисунок 4.4 - Основные геометрические размеры спроектированного индуктора МГД-насоса

Таблица 4.1- Параметры индуктора МГД-насоса

Параметр	Величина
Число фаз	3
Частота питающего тока, Гц	50
Тип охлаждения	водяное
Схема соединения обмоток	ABC
Длина, м	0,6355
Внутренний диаметр, м	0,18
Внешний диаметр, м	0,455
Высота катушки, м	0,026
Число катушек, шт.	24
Зазор между катушками, м	0,0005
Катушек на фазу, шт.	8
Число слоев в катушке, шт.	2
Обмоточный проводник, ГОСТ 16774	Трубка ДПРХМ 5,0х12,5х1,5 БР М1
Масса меди, кг	480
Число витков в слое, шт.	25
Количество ветвей охлаждения, шт.	24

Полученные зависимости электродинамического усилия создаваемого МГД-насосом от величины питающего тока приведены на рисунке 4.5



Рисунок 4.5 - Зависимость электродинамического усилия в металле канала от величины тока, питающего МГД-насос.

1 - суммарное усилие создаваемое в канале; 2 - z компонента силы

Полученные зависимости величины гидродинамического напора и мощности выделяемой в канале и в индукторе МГД-насосом от величины питающего тока приведены на рисунке 4.6

Рисунок4.6 - Зависимости величины гидродинамического напора и мощности выделяемой в канале и в индукторе МГД-насосом от величины питающего тока:

1 - гидродинамический напор; 2 - мощность выделяемая в канале; 3 - мощность выделяемая в индукторе

4.2 Математическое моделирование МГД-перемешивателя алюминия в вакуумной камере

Для осуществления процесса дегазации при вакуумирование требуется постоянное доставка насыщенных водородом объемов металла к границе раздела фаз. Чем выше частота обновления поверхности раздела фаз, тем быстрее протекает процесс очистки металла от газовых включений. В спроектированной установке для интенсификации процесса конвективного массопереноса применяются МГД- перемешиватели.

В ходе дипломного проектирование в качестве МГД-перемешивателей выбрана пара плоских трехфазных, трехзубцовых индукторов работающих в противоположном направлении и питающихся током с частотой 200 Гц.

МГД-перемешиватели устанавливаются под днище вакуумной камеры на немагнитный зазор 75 мм.

Математическое моделирование течения металла в вакуумной камере от действия МГД-перемешивателей необходимо провести для расчета коэффициента массопереноса по формуле (2.39), который в дальнейшем используется для расчета С_вых в формуле (2.27), т.е. эффективность работы МГД-перемешивателей напрямую влияет на эффективность работы всей установки дегазации в общем и на геометрические размеры вакуумной камеры в частности.

Расчет электродинамических сил в вакуумной камере аналогичен расчету МГД-насосов для компенсации давления. Отличия заключаются только в том, что задача решается в двухмерной постановке. Расчетная область, представленной на рисунке 4.7. Расчетная область включает в себя следующие подобласти: воздушное пространство 1;обмотки индуктора 2; жидкий металл3; стальной магнитопровод 4.

Аппроксимация расчетной области сеткой приведена на рисунке 4.8. Для корректного расчета гидродинамических процессов, наибольшая густота сетки применена к области жидкого металла.

По результатам проведённых проектных работ спроектированы индукторы, установленные на немагнитный зазор равный 75 мм при ширина и высоте металла в канале 0,98 м и 30 мм соответственно. Расстояние между индукторами составляет 36 мм. Рабочие параметры и геометрические размеры плоских индукторов приведены в таблице 4.2.

Таблица 4.2- Параметры МГД-перемешивателя

Параметр	Величина
Число фаз	3
Частота питающего тока, Гц	200
Тип охлаждения	воздушное
Схема соединения обмоток	ABC
Ширина магнитопровода,м	1
Длина магнитопровода, м	0,6355
Высота ярма, м	0,04
Высота зубца, м	0,12
Ширина зубца, м	0,04
Число катушек, шт.	18
Обмоточный проводник, ГОСТ 16774	Шинка медная 2х10
Катушек на фазу, шт.	6
Число слоев в катушке, шт.	1
Число витков в слое, шт.	15
Ток индуктора, А	90
Зазор между катушками, мм	5
Мощность выделяемая в индукторе, кВт	2,8
Мощность выделяемая в канале, кВт	10,7

Векторное распределение электродинамических сил, полученных в металле вакуумной камеры изображены на рисунке 4.9.

Проведя анализ распределения сил в сечение металла, можно сделать вывод, что имеется два выраженных максимума где усилие направленно вдоль оси Y. Компонента бегущего магнитного поля (вдоль оси Х) на порядок меньше составляющей вдоль оси Y. Такое распределение сил оптимально с точки зрения доставки насыщенных объемов металла на поверхность раздела фаз. Бегущее магнитное поле позволяет забирать металл из центра вакуумной камеры к ее стенкам, что необходимо, так как отверстия каналов находятся по середине вакуумной камере.

Расчет гидродинамики течения металла в вакуумной камере решалось в двухмерной постановке и бралась половина сечения канала, что допустимо по причине симметрии. Решалась переходная задача с расчетом свободной поверхности, что необходимо для корректного расчета коэффициента массопереноса.

В начальный момент времени задана высота металла в камере равная 3 см, остальное пространство занимает газ под давлением 1 мм рт ст. (Рисунок 4.10). На левой границе расчетной области принято условие симметрии, на остальных граничное условие стенки со скоростью на ее поверхности равной 0.

Рисунок 4.10 - Начальное состояние системы при расчете гидродинамики

В результате математического моделирования получены следующие картины распределения жидкого металла по сечению канала для различных моментов времени (рис. 4.11).

Рисунок 4.11 - Распределение объема металла (слева) и векторов скорости (справа) в зависимости от времени расчета

Для расчета коэффициента массопереноса необходимо определить среднюю длину участка на котором насыщенные слои металла выходят на поверхность и их среднюю скорость. На рисунке 4.12 показаны основные зоны выхода металла для средней величины состояния системы.

Рисунок 4.12 - Зоны выхода металла

По результатам математического моделирования получены значение длин зон и средних скоростей металла в них, результаты приведены в таблице 4.3.

Таблица 4.3- Значение параметров зон

Зона	Ширина зоны, м	Средняя скорость зоны, м/с
1 Центральная	0,02	0,4
2 Крайняя	0,03	0,15
3 Средняя	0,05	0,2
Средняя на всю поверхность	0,98	0,046

4.3 Основные выводы по главе

1. Разработана трехмерная математическая модель для расчета электромагнитного напора, создаваемого цилиндрическим МГД насосом;

2. Спроектирован МГД-насос для установки дегазации расплава алюминия и получены его рабочие характеристики;

3. Разработана двухмерная математическая модель для расчета МГД-перемешивателя металла в вакуумной камере;

4. Спроектирован МГД-перемешиватель для установки дегазации расплава алюминия и получены его рабочие характеристики;

5. Разработана математическая модель для расчета течения металла в вакуумной камере;

6. Приведена методика расчета значений физических величин, необходимых для определения коэффициента массопередачи.

5. Технико-экономическое обоснование

5.1 Расчет себестоимости установки дегазации расплава алюминия

Основные затраты на материалы, узлы и оборудование, а также на работы связанные с их изготовлением, транспортировкой и монтажом необходимые для изготовления установки дегазации расплава алюминия представлены в таблице 5.1.

Таблица 5.1 - Расчет себестоимости изготовления установки

Наименование элемента установки	Количество, шт.	Цена за единицу материала, оборудования или комплекта, тыс. руб.	Цена работ (изготовление, транспортировка, монтаж и наладка), тыс. руб.	Общая стоимость материала, оборудования или комплекта, тыс. руб.	Общая стоимость работ (изготовление, транспортировка, монтаж и наладка), тыс. руб.	Общая стоимость, тыс. руб.
1.Металлоконструкция
1.1. Площадка установки	1	100	20	100	20	120
1.2. Индукционный блок	1	30	10	30	10	40
1.3 Вакуумная камера	1	150	20	150	20	170
1.4 Дверка камеры	1	30	5	30	5	35
2. Индукционная система
2.1МГД-насос	2	200	50	400	100	500
2.2МГД-перемешиватель	2		50		100	100
2.2.1Комплект катушек МГД-перемешивателя (шинка)	2	80	50	160	100	260
2.2.2Магнитопровод МГД-перемешивателя	2	30	15	60	30	90
3. Футеровка
3.1 материал АКБФ
3.2.1 Каналы	2	15	5	30	10	40
3.2.2 Камера	1	80	15	80	15	95
3.2.3 Свод	1	20	5	20	5	25
3.2.4 Дверка камеры	1	10	5	10	5	15
3.1 материал КР1400
3.2.1 Каналы	2	5	1	10	2	12
3.2.2 Камера	1	50	10

Подобные документы

• Расчет вакуумной системы установки с разработкой конструкции вакуумного элемента

  Выбор вакуумной схемы установки. Средства контроля и измерения вакуума и определение их мест размещения на схеме. Расчет стационарного режима работы. Определение конструктивных размеров соединительных трубопроводов и выбор элементов вакуумной системы.
  
  курсовая работа [1,2 M], добавлен 02.02.2016
  

• Технология алюминия

  Получение глинозёма способом спекания. Физико-химические свойства криолитно-глинозёмных расплавов. Катодный, анодный процессы. Влияние различных факторов на выход по току. Устройство и работа электролизёра для получения, рафинирования и разливки алюминия.
  
  контрольная работа [2,1 M], добавлен 12.03.2015
  

• Расчет и проектирование вакуумного деаэратора

  Классификация и особенности конструкций вакуумных деаэраторов. Расчет и проектирование вакуумного деаэратора. Тепловой и гидравлический расчет струйного отсека. Расчет перепускной тарелки и процесса дегазации воды. Расчет барботажного устройства.
  
  курсовая работа [464,0 K], добавлен 19.06.2022
  

• Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

  Характеристика заданной марки стали и выбор сталеплавильного агрегата. Выплавка стали в кислородном конвертере. Материальный и тепловой баланс конвертерной операции. Внепечная обработка стали. Расчет раскисления и дегазации стали при вакуумной обработке.
  
  учебное пособие [536,2 K], добавлен 01.11.2012
  

• Расчет глубоковакуумной утилизационной опреснительной установки

  Тепловой и гидравлический расчет утилизационной вакуумной опреснительной установки с обогревом греющей водой. Исследование и расчет влияния температуры забортной воды и накипи на производительность спроектированной вакуумной опреснительной установки.
  
  курсовая работа [226,7 K], добавлен 04.12.2013
  

• Вакуумная сублимационная установка для фермерского хозяйства

  Проектирование вакуумной сублимационной установки для фермерского хозяйства с заданной производительностью. Схема узловой и общей сборки роторно-пластинчатого вакуумного насоса и его испытаний на работоспособность. Определение себестоимости установки.
  
  дипломная работа [1,2 M], добавлен 17.02.2011
  

• Расчет процесса горения топлива и установки для его сжигания

  Классификация печей по принципу теплогенерации, по технологическому назначению и режиму работы. Основная характеристика и конструкция стационарной отражательной печи для рафинирования меди. Состав твердого топлива, различные условия процесса его горения.
  
  курсовая работа [1,2 M], добавлен 09.10.2014
  

• Огневое рафинирование черновой меди

  Теоретические процессы огневого рафинирования меди. Расчеты сырья, технико-экономические показатели. Выбор состава черновой меди. Физико-химические принципы и реакции процесса плавки. Термодинамические закономерности процесса окислительного рафинирования.
  
  курсовая работа [2,6 M], добавлен 08.05.2012
  

• Оптимальная технология плавки, рафинирования, модифицирования и разливки чугуна марки ВЧ70 в индукционной тигельной печи 1 тонны

  Выбор плавильного агрегата - индукционной тигельной печи с кислой футеровкой. Подготовка и загрузка шихты. Определение необходимого количества хрома, феррохрома и марганца. Модифицирование высокопрочного чугуна и расчет температуры заливки металла.
  
  практическая работа [21,6 K], добавлен 14.12.2012
  

• Расчет индуктора и выбор индукционной установки для термообработки заготовок цилиндрической формы

  Элементы установок индукционного нагрева. Расчеты частоты нагревательной индукционной установки. Определение мощности и размеров индуктора, его электрический расчет. Применение низкочастотного индукционного нагрева в электрических водонагревателях.
  
  курсовая работа [460,3 K], добавлен 18.11.2010
  

• Исследование влияния технологических параметров внепечной обработки на качество стали

  Методика исследования газонасыщенности стали и равновесности расплава. Схема установки для изучения кинематической вязкости металлических расплавов. Влияние технологических параметров внепечной обработки на содержание в металле общего кислорода.
  
  курсовая работа [2,3 M], добавлен 17.10.2012
  

• Разработка тепловой установки для тепловлажностной обработки бетона

  Устройство и принцип работы автоклава. ТВО бетона при избыточном давлении. Технологический и теплотехнический расчет тепловой установки. Расчет подачи пара (теплоносителя). Системы автоматического регулирования процесса тепловой обработки в автоклавах.
  
  курсовая работа [386,0 K], добавлен 19.10.2010
  

• Процесс гидрокрекинга вакуумного газойля

  Назначение процесса гидрокрекинга вакуумного газойля, его технологический режим, нормы. Требование к сырью и готовой продукции. Расчет материального баланса установки. Исследование влияния процесса гидрокрекинга на здоровье человека и окружающую среду.
  
  курсовая работа [289,0 K], добавлен 13.06.2014
  

• Электролитическое рафинирование меди

  Расчет показателей электролитического рафинирования анодной меди с использованием безосновной технологии. Составление материального, электрического и теплового баланса. Описание характеристик оборудования. Вычисление себестоимости изготовления катода.
  
  дипломная работа [875,4 K], добавлен 02.09.2015
  

• Образование газообразных включений в алюминиевых сплавах

  Особенности взаимодействия алюминия и его сплавов с газами окружающей атмосферы во время их плавления и разливки. Основные типы изменений в составе и состоянии расплава. Причины и факторы образования газообразных включений. Дегазация алюминиевых сплавов.
  
  реферат [1,5 M], добавлен 28.04.2014
  

• Расчет главной водоотливной установки шахты, выбор оборудования

  Общие сведения о шахте Воргашорская. Особенности и обоснование необходимости применения водоотливной установки. Расчет установки и выбор оборудования для нее. Меры зашиты людей на производстве. Расчет затрат по технологическому процессу на 1 т. добычи.
  
  дипломная работа [568,3 K], добавлен 15.03.2011
  

• Технология нагрева алюминиевых заготовок перед прессованием

  Разработка трехмерной численной модели процесса нагрева вращением цилиндрических алюминиевых заготовок в постоянном магнитном поле. Проведение параметрических исследований. Оценка влияния конструкции установки на распределение температуры в заготовке.
  
  курсовая работа [549,8 K], добавлен 31.03.2016
  

• Разработка технологического процесса изготовления детали - болта

  Выплавка стали в кислых электродуговых печах, в индукционной печи. Изготовление болтов и характеристики процесса холодной штамповки. Расчет припусков, выбор вида и метода получения заготовки, режимов резания, себестоимости механической обработки.
  
  курсовая работа [600,6 K], добавлен 16.02.2016
  

• Расчет вакуумной колонны для переработки мазута по масляному варианту производительностью 5 млн. тонн в год

  Основы процесса ректификации. Физико-химические свойства нефти и составляющих ее фракций. Выбор варианта переработки нефти. Расчет материального баланса и температурного режима установки. Определение теплового баланса вакуумной колонны и теплообменника.
  
  курсовая работа [127,6 K], добавлен 09.03.2012
  

• Вакуумная перегонка мазута. Технологическая схема типовой установки АВТ, получаемые продукты и их применение

  Типы промышленных установок. Блок атмосферной перегонки нефти установки. Особенности технологии вакуумной перегонки мазута по масляному варианту. Перекрестноточные посадочные колонны для четкого фракционирования мазута с получением масляных дистиллятов.
  
  реферат [2,5 M], добавлен 14.07.2008
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам