авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ  БИБЛИОТЕКА

АВТОРЕФЕРАТЫ КАНДИДАТСКИХ, ДОКТОРСКИХ ДИССЕРТАЦИЙ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Peжимы работы индукционного плавителя с холодным тиглем для остекловывания радиоактивных отходов

На правах рукописи

ДEMИН АНТОН ВЯЧЕСЛАВОВИЧ

PEЖИМЫ РАБОТЫ ИНДУКЦИОННОГО ПЛАВИТЕЛЯ С

ХОЛОДНЫМ ТИГЛЕМ ДЛЯ ОСТЕКЛОВЫВАНИЯ

РАДИОАКТИВНЫХ ОТХОДОВ

Специальность 01.04.13 – электрофизика, электрофизические установки.

АВТОРЕФЕРАТ

диссертация на соискание ученой степени

кандидата технических наук

Автор:

Москва – 2012

Работа выполнена в Национальном исследовательском ядерном университете «МИФИ», Москва

Научный руководитель доктор физико-математических наук, профессор Школьников Эдуард Яковлевич

Официальные оппоненты: доктор физико-математических наук, профессор, ИПМ им. М.В. Келдыша РАН, заведующий отделом Галанин Михаил Павлович кандидат физико-математических наук, ФГУП «НПП «Торий», начальник лаборатории Комаров Дмитрий Александрович

Ведущая организация: ФГУП Всероссийский электротехнический институт имени В.И. Ленина, г. Москва

Защита состоится “26” сентября 2012 г. в 14 час. 30 мин. на заседании дис сертационного совета Д 212.130.01 при НИЯУ МИФИ по адресу: 115409, г.

Москва, Каширское шоссе, 31, тел. +7 499 323-95-26, 324-84-98.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НИЯУ МИФИ.

Просим Вас принять участие в обсуждении диссертации или прислать отзыв в 2-x экземплярax, заверенный печатью Вашей организации.

Автореферат разослан “_” 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета к.т.н., доцент И.С. Щедрин

Общая характеристика работы

Проблема кондиционирования, т.е. перевода в безопасную форму, радиоак тивных отходов (РАО) является одной из важнейших экологических проблем.

В настоящее время общепризнано, что наиболее эффективным способом утилизации РАО является их остекловывание, т.к. оно представляет из себя наиболее перспективный и безопасный способ долговременной консервации радиоактивных отходов в форме, которая не будет вступать в реакции и раз рушаться на протяжении длительного периода времени.

Остекловывание отходов всех уровней активности имеет довольно много технологических решений. Из них одним из наиболее эффективных способов переработки РАО является индукционное плавление в холодном тигле (ИПХТ). Основу подобной технологии составляет плавка в т.н. гарнисаже, т.е.

с температурной изоляцией расплава закристаллизовавшимся слоем, образую щимся при контакте расплава с холодной стенкой тигля. Водоохлаждаемые тигли, получившие название холодных тиглей, являются наиболее существен ным конструктивным признаком таких установок, поэтому плавку в гарнисаже часто называют «плавкой в холодном тигле».

Модернизация и разработка новых устройств ИПХТ, связанных с получени ем высококачественных материалов, а также повышение их производительности и надежности, достижение высокой степени ресурсосбережения и безопасности нового поколения этих установок, требуют всестороннего понимания физиче ских процессов, происходящих при их работе. Между тем, экспериментальное определение характеристик подобных процессов достаточно сложно из-за высо ких температур и электрических напряжений. В этой связи становится весьма актуальным изучение и анализ процессов, протекающих при работе установок ИПХТ, на основе их физических моделей. Однако, несмотря на длительное вре мя развития рассматриваемой технологии, описание многих ее процессов носит во многих случаях весьма приближенный характер. Это касается и работы ВЧ генератора, и процессов собственно плавления в тигле, и тем более рассмотрения работы всей системы генератор-индуктор-тигель. Подобное обстоятельство объ ясняется большим количеством физических процессов, сопровождающих работу всей системы, которые требуют для описания электродинамических, теплофизи ческих, электрических, радиочастотных и, наконец, гидродинамических подхо дов. Положение также усугубляется принципиальной нелинейностью данных процессов. Нельзя также не принимать во внимание довольно сложную геомет рическую конфигурацию системы индуктор-тигель, что значительно усложняет ее моделирование.

Целью настоящей работы является исследование и анализ физических яв лений, происходящих в установках ИПХТ, которые сопровождаются как про цессами варки стекломассы в тигле, так и работой генератора с самовозбужде нием на нелинейную нагрузку, которой является т.н. нагрузочный контур, включающий индуктор и тигель с расплавом. Эти исследования проводятся на основе разработанных физических моделей установки ИПХТ, чья численная реализация осуществляется с помощью таких пакетов, как Аnsoft Maxwell, Comsol Multiphysics, Microcap. Для того чтобы иметь возможность использо вать экспериментальный материал, соответствующие расчеты ориентированы на экспериментальную установку ВЧИ11-60/1,76, расположенную на экспери ментальной площадке МосНПО «Радон».

Научная новизна работы заключается в следующем.

1. C использованием построенных 2D и 3D физических моделей получены пространственные распределения индукции магнитного поля, плотности вихревых токов, объемной плотности мощности омических потерь, тем пературы и мощности тепловых потоков для реальной геометрии дейст вующей системы индуктор-тигель с расплавом, включая т.н. «мертвую зону», в линейном и нелинейном режиме. На основе обработки экспери ментальных осциллограмм токов и напряжений с помощью разработан ных и установленных на установку ИПХТ датчиков обосновано проведе ние анализа процессов с учетом только первых гармоник.



2. Построена физическая модель установки ИПХТ, включающая генератор с самовозбуждением и т.н. нагрузочный контур, в состав которого входят индуктор и тигель с расплавом, при этом моделирование установки осу ществляется на основе ее представления в виде эквивалентных схем, чьи элементы определяются непосредственно из экспериментального устрой ства, либо получаются в результате моделирования теплофизических процессов в тигле с расплавом.

3. Проведен анализ работы системы генератор-индуктор-тигель по повыше нию ее энергоэффективности, выработки генератором максимально воз можной активной мощности и передачи ее в расплав, по влиянию диамет ра, высоты тигля и числа витков индуктора на энергоэффективность рабо ты генератора.

4. Проведен анализ влияния гидродинамических течений в расплаве на его характеристики с использованием построенной модели, содержащей электродинамический, теплофизический и гидродинамический блоки, для реальной геометрии тигля с мертвой зоной, выявлены динамика прогрева стекломассы, наличие локальных вихрей, приводящих к перераспределе нию температур по объему расплава.

Практическая ценность. Проведенный в работе анализ пространственного распределения электро- и теплофизических характеристик расплава позволяет провести модернизацию существующих и создать новые системы установок ИПХТ, отличающиеся более равномерным нагревом расплава, реализовать эф фективные режимы слива в присутствии мертвой зоны в тигле. Создание модели полной системы генератор-индуктор-тигель и осуществленный на ее основе ана лиз работы системы дают возможность реализовать энергоэффективные режи мы, что является немаловажным, учитывая весьма высокие значения энергопо требления установок ИПХТ. Построение моделей, позволяющих исследовать динамику нагрева стекломассы во время поступления новой порции шихты, да ют возможность оперативно принимать решения о режимах плавки операторам, а также эффективно планировать технологические процессы.

На защиту выносится 1. 3D нестационарная, нелинейная модель системы индуктор-тигель с рас плавом для реальной геометрии экспериментальной установки ИПХТ, реализуемая с помощью пакетов Аnsoft Maxwell и Comsol Multiphysics.

2. Результаты анализа пространственного распределения электродинамиче ских и теплофизических характеристик системы индуктор-тигель с распла вом в линейном и нелинейном режимах, результаты экспериментального определения температуры расплава и сравнения с расчетными данными.

3. Физическая модель установки ИПХТ на основе ее представления в виде эквивалентных схем, которые определяются с использованием номиналов ее электрических цепей или за счет моделирования электрофизических процессов в тигле.

4. Результаты анализа с помощью этой модели энергоэффективности работы установки ИПХТ, которая зависит от величины максимально возможной ак тивной мощности, вырабатываемой и передаваемой в расплав генератором.

5. Результаты анализа влияния диаметра и высоты тигля, количества витков индуктора на электро- и теплофизические характеристики расплава, а также влияние этих параметров на энергоэффективность работы генератора.

6. Результаты исследования динамики нагрева стекломассы в процессе по ступления в тигель шихты, в том числе влияния скорости поступления и водяной компоненты шихты с помощью физической модели нагрева стекломассы на основе определения активных потерь в узлах и элементах установки ИПХТ и показаний ее штатных датчиков для составления про граммы-советчика оператору установки.

7. Результаты анализа электро- и теплофизических характеристик расплава с учетом гидродинамических течений, включая динамику прогрева стекло массы в объеме тигля с мертвой зоны, поле скоростей течений стекломас сы с зонами локальных вихрей, перераспределение температуры по объе му расплава, проведенного с помощью соответствующей3D нестационар ной нелинейной модели системы индуктор-тигель с расплавом для реаль ной геометрии тигля, содержащего т.н. «мертвую зону». При этом модели рование осуществляется с использованием пакета Comsol Multiphysics.

Достоверность научных результатов исследований, изложенных в работе, обеспечивается корректностью постановки задач теоретических исследований, использованием апробированных методов математической физики, подтвер ждается сравнением результатов моделирования с аналитическим расчетом тестовых задач и экспериментальными исследованиями на действующей экс периментальной установке ИПХТ.

Апробация работы. Основные результаты и положения диссертации были представлены на следующих конференциях: IV Meждународная конференция и выставка «Атомэко-2010», Москва, 28-29 октября 2010 г.;

V Meждународная конференция и выставка «Атомэко-2011», Москва, 31 октября – 1 ноября г.;

Научная сессия НИЯУ МИФИ 2010 г.;

Научная сессия НИЯУ МИФИ г.;

Научная сессия НИЯУ МИФИ 2012 г.

Публикации. Основные положения и результаты диссертации опубликова ны в 3 работах.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка литературы, включающего 97 источников. Общий объем диссертации – 112 страниц, включая 54 рисунка и 15 таблиц.

Содержание работы Первая глава посвящена моделированию стационарного режима работы системы индуктор-тигель.





Геометрия модели индуктор-тигель соответствует реальной технологиче ской установке ВЧИ11-60/1,76 на мощность 60 кВт, размещенной на экспери ментальной площадке МосНПО «Радон» (рис.1). Спиральный индуктор содер жит четыре медных витка, по которым течет синусоидальный ток с частотой 1,76 МГц, вырабатываемый ламповым триодным генератором. Тигель содер жит т.н. «мертвую зону» – нижнюю часть расплава, лежащую вне области, ох ватываемой индуктором.

Разработанная модель системы индуктор-тигель с расплавом содержит два блока: блок электромагнитных и блок теплофизических вычислений. Первый блок позволяет определить распределение магнитных полей в пространстве, а также вихревые токи в области расплава по заданным значениям тока в обмотке индуктора. Второй блок позволяет определить распределение температур и ди намики нагрева расплава источниками энерговыделения – вихревыми токами.

Граничные условия тепловой задачи сводятся к определению коэффициентов конвективного теплообмена на основе методов гидродинамического подобия.

Температура на поверхности индуктора, чьи обмотки охлаждаются проточной водой, принята равной 20°С. При проведении расчетов предполагалось, что материалом расплава является боросиликатное стекло. Расчеты были проведе ны с использованием пакетов Ansoft Maxwell и Comsol Multiphysics. Оба этих пакета дали практически идентичный результат.

z Индуктор Расплав z = 2 z = z = z = z= r Патрубок для слива расплава Поддон Рис.1. Геометрия модели (все размеры даны в мм).

Расчеты были проведены для двух режимов: линейного и нелинейного. В последнем случае и зависели от температуры расплава. Для расчетов ис пользовались два пакета Ansoft Maxwell и Comsol Multiphysics. Некоторые ре зультаты расчетов представлены на рис.2 и 3.

Здесь изображены распределения стационарных (установившихся) значений j, Q и Т расплава для значения тока в индукторе равного 71 А. Как следует из рис.3, учет отмеченных выше нелинейных характеристик задачи привел к неко торым качественным изменениям в их распределении. Прежде всего это отно сится к зависимостям плотностей тока и мощности омических потерь. В отличие от рис.2, где имеет место монотонный рост этих величин, в данном случае на блюдается наличие явно выраженных максимумов в их распределениях. Такое поведение величин j и Q объясняется не только распределением магнитного поля (как в линейной задаче), которое практически не меняется в данном случае, но и распределением удельного электрического сопротивления.

Что же касается распределения температуры расплава по его объему, то здесь можно отметить следующее. Кольцевая область наибольшего прогрева расплава несколько смещается в сторону боковых стенок тигля. Помимо этого градиент температуры по радиусу в районе гарнисажа (внешней боковой по верхности расплава) также несколько увеличился, что лучше соответствует экспериментальным данным.

В процессе экспериментальной плавки проводились измерения температу ры расплава. В качестве первичных преобразователей использовались три типа датчиков: термопара, пирометрический преобразователь полного излучения ППТ121 и инфракрасный термометр «Кельвин». Анализ экспериментальных данных дает основание говорить о соответствии расчетных и эксперименталь ных значений температур.

Геометрические параметры индуктора являются причиной неравномерно сти распределения магнитного поля по объему тигля. Данное обстоятельство приводит к неравномерности нагрева всего объема шихты, что является при чиной уменьшения эффективности всей системы.

Для устранения этого явления были предложены некоторые способы изме нения распределения магнитной индукции по оси тигля. Один из них заклю чался во введении магнитного экрана, помещаемого на внешнюю поверхность тигля. В результате происходит небольшое выравнивание магнитного поля и увеличение его величины, которое приводит к увеличению плотности магнит ной энергии и, как следствие, повышению температуры шихты. Таким обра зом, прежние значения температур шихты достигаются теперь при меньших токах в витках индуктора.

Q, MBт/м j, A/cм Т, оС 3 r, cм r, cм r, cм а б в Рис.2. Распределение модуля вектора плотности вихревых токов j (а), объем ной плотности мощности омических потерь в расплаве Q (б) и температуры (в) в поперечных сечениях к оси тигля в случае линейной задачи.

2 Q, MBт/м j, A/cм Т, оС 4 r, cм r, cм r, cм а б в Рис.3. Распределение модуля вектора плотности вихревых токов j (а), объем ной плотности мощности омических потерь в расплаве Q (б) и температуры (в) в поперечных сечениях к оси тигля в случае нелинейной задачи.

Был проведен Фурье-анализ экспериментальных сигналов токов и напря жений в нагрузочном контуре экспериментальной установки ИПХТ, который показал, что характерной особенностью экспериментальных сигналов является наличие гармонических составляющих. Этот анализ также показал, что мощ ность активных потерь в нагрузочном контуре определяется гармоническими составляющими на основной частоте.

Во второй главе проводится анализ работы полной системы ВЧ плавителя, включающей генератор с самовозбуждением, индуктор и тигель с расплавом.

На рис.4 представлена эквивалентная схема системы генератор-индуктор тигель с питанием индуктора от генератора ВЧИ11-60/1,76. Функционально схема состоит из трёх блоков A, B и С (рис.4). В блоке A находится первич ный высоковольтный источник питания Ua и элементы электрического фильтра (L3, С19). В блоке B содержится ВЧ-генератор на базе лампового триода типа ГУ66-А, работающий в режиме самовозбуждения (С46, С47, L9).

В блок С входят передающая линия (TL) и нагрузочный контур (Снк, L14, L15, L11, L12).

Для численной реализации модели и анализа численных данных был ис пользован пакет прикладных программ Microcap 8. Для применения данного пакета была составлена нестандартная модель (Macros) лампового триода, включающая, в частности, внутреннее сопротивление лампы Ri и сеточное сопротивление Rg. Емкостные элементы, показанные на схеме, также явля ются подсхемой Macros, содержащие помимо собственно емкостных элемен тов и резистивные, которые отражают потери в конденсаторах.

Параметры элементов, изображенных на рис.4, были взяты из техническо го описания экспериментальной установки. Что же касается параметров эле ментов нагрузочного контура, они определялись на основе эквивалентной схемы системы индуктор-тигель, изображенной на рис.5. Особенностью включения индуктора является то, что для уменьшения величины напряже ния индуктор включен в схему генератора с заземлением средней точки. По этому в эквивалентной схеме индуктор представлен в виде двух индуктивных плеч L1 и L2, которые связаны магнитной связью между собой (М12) и с экви валентной индуктивностью расплава LР (М1Р и М2Р). Нелинейное сопротив ление RР отображает активные потери энергии в расплаве.

Анализ функционирования модели cистемы генератор-индуктор-тигель с расплавом и сравнение экспериментальных и расчетных значений энергети ческих характеристик установки показали, что энергетические характеристи ки установки, полученные на экспериментальной установке и рассчитанные с помощью описанной выше модели удовлетворительно соответствуют друг другу. Эти же данные свидетельствуют также о недостаточно высокой энерге тической эффективности работы установки.

Проведенный анализ показал, что величина мощности потерь в анодной це пи лампы достаточно сильно зависит от параметра индуктивности разрядного анодного контура L6. Так при её увеличении с 2 мкГн до 3 мкГн мощность потерь в лампе Рл снижается до значения 10,9 кВт, что заметно повышает энергетическую эффективность установки. Подобную сильную зависимость величины Рл от параметра L6 можно объяснить следующим образом. Величи ну действующего значения анодного тока IА можно представить через среднее значение Iа следующим образом: IA = kf · S · Iа. Здесь kf – коэффициент формы импульса тока, S – скважность: S = T / tи, где Т – период следования импульсов тока, tи – их длительность по основанию. При увеличении величины L6 вели чина Iа, а следовательно, и мощность источника остаются неизменными, а в то же время длительность импульса tи увеличивается, что и приводит к снижению IA, а следовательно и мощности потерь в анодной цепи лампы.

Рис.4. Эквивалентная схема системы генератор-индуктор-тигель плавильной установки.

При уменьшении емкости Снк значение мощности в расплаве несколько снижается, но в то же время, как показали расчеты, происходит значительное выравнивание токов в секциях индуктора. Таким образом выбор значения Снк должен осуществляться из разумного компромисса. В то же время сле дует особо подчеркнуть, что чрезмерное увеличение емкости нагрузочного контура может привести к срыву ВЧ-колебаний генератора.

Анализ энергоэффективных режимов работы установки ИПХТ показал, что решение данной задачи связано с согласованием генератора с нагрузкой (на грузочный контур), которое заключается в реализации условий, позволяющих генератору вырабатывать максимальную активную мощность и максимально увеличивать энергопоток в нагрузочный контур, а, следовательно, и в расплав.

Для увеличения отбора мощности от источника необходимо осуществить из менение режима работы установки путем изменения ее параметров. Этого можно достичь за счет увеличения добротности нагрузочного контура.

ТL LШ ТL1 LШ M2P М1Р L L M M СНК СНК L РP RРP L R M2P M 1P L L Рис.5. Эквивалентная схема нагрузочного контура с индуктором, заполнен ным расплавом: TL1 – кабельный тракт силового ВЧ-питания;

CНК – емкость конденсаторной батареи нагрузочного контура;

LШ – индуктивность токовых шин индуктора.

Одним из путей решения этой проблемы является уменьшение индуктив ности линии связи конденсаторной батареи Cнк с секциями индуктора L11 и L12 за счет замены проводного подключения (имеющего место на экспери ментальной установке) отрезком кабеля TL2 (рис.4), что приводит к сниже нию индуктивности подводящих проводов.

Третья глава посвящена оптимизации геометрической конфигурации cистемы индуктор-тигель установки ИПХТ. Проведение расчетов, связанных с изменением геометрической конфигурации тигля, было вызвано необходимо стью исследования изменений соответствующих электро- и теплофизических характеристик расплава, а также особенностями режимов работы ВЧ генератора с целью увеличения его энергетической эффективности. При этом решение задачи было разбито на два этапа. На первом этапе рассматривалась только система индуктор-тигель (с расплавом), а значение тока в индукторе cчиталось заданным. Средняя температура расплава определялась в области тигля, охватываемой индуктором, ток в обмотках индуктора подбирался из условия примерного равенства этих величин для всех конфигураций. На вто ром этапе, используя полученные ранее характеристики расплава, рассматри валась вся система целиком: генератор-индуктор-тигель. Задача первого этапа решалась с помощью пакета Ansoft Maxwell, а второго этапа с помощью моде ли установки, основанной на номиналах ее элементов. При данных расчетах рассматривался стационарный линейный режим.

Расчеты показали (рис.6, 7), что с ростом диаметра тигля растет величина активной мощности, поступающей в расплав. Это объясняется увеличением объема расплава и увеличением общего оттока энергии в охлаждаемые стенки тигля из-за сохранения теплосъема с единицы поверхности. Поэтому для дос тижения той же температуры расплава Тср в стационаре требуется большее выделение в расплаве активной мощности. Отметим, что с ростом диаметра тигля увеличивается и сопротивление расплава. Это происходит благодаря увеличению длины токовых линий при сохранении площади поперечного се чения токового слоя в расплаве из-за неизменности глубины скин-слоя. Поми мо этого увеличение диаметра тигля сопровождается уменьшением значения тока в индукторе, так что для достижения одного и того же значения средней температуры расплава с ростом диаметра тигля требуется меньшее значение тока. Благодаря тому, что уменьшение квадрата тока с ростом диаметра тигля происходит в большей степени, чем возрастание индуктивности расплава, на блюдается некоторое снижение реактивной мощности в расплаве.

45 Rр 15 20 25 15 20 25 Рис.6. Зависимость активной Р и реак- Рис.7. Зависимость сопротивления рас тивной Q мощности от диаметра тиг- плава Rр, индуктивности расплава Lp и ля. тока в индукторе I oт диаметра тигля.

Для анализа характеристик системы генератор-индуктор-тигель использо валась модель установки, основанной на номиналах её элементов. В таблице 1 представлены результаты расчета.

B таблице 1 введены следующие обозначения: d – внутренний диаметр тигля, I – амплитуда тока в индукторе, Pр – активная мощность в расплаве, Pнк – мощность нагрузочного контура, Pи – активная мощность источника, fрез – частота источника в резонансном режиме, Uнк – амплитудное значение на пряжения в нагрузочном контуре, Rр –сопротивление расплава, Cк (рез.) – зна чение емкости нагрузочного контура в резонансном режиме. Как следует из таблицы 1, с увеличением диаметра тигля значение активной мощности в расплаве уменьшается, что противоречит результатам, полученным выше, где аналогичная величина возрастает. Причина этого противоречия заключа ется в принципиально различных условиях нахождения активной мощности, поступающей в расплав. В приведенных выше данных полагалось, что пита ние индуктора осуществлялось от идеального источника тока – ток в обмот ках индуктора задавался. В данном же случае рассматривается вся система:

генератор с самовозбуждением - нагрузочный контур, включающий индуктор и тигель с расплавом. В этой связи режим работы генератора, а следователь но, и поступление активной мощности в расплав зависит от параметров на грузки. Эта величина, как видно из таблицы 1, с увеличением диаметра тигля значительно возрастает, что приводит к возрастанию степени рассогласова ния нагрузки с генератором и, как следствие, к падению активной мощности вырабатываемой генератором и передающейся в расплав.

Таблица Rр, Ом d, см I, А Pр, кВт P нк, кВт Pи, кВт fрез, МГц Uнк, кВ Cк (рез.), нФ 0, 15 117,5 30,9 33,4 64,7 1,82 2, 1, 1, 24 76,4 25,4 27,2 51 1,79 2, 1, 4, 33 63,3 12,9 14,7 33,8 1,8 3, 0, Геометрическая конфигурация системы индуктор-тигель с расплавом с из менением высоты тигля менялась следующим образом: по мере увеличения высоты тигля высота индуктора также увеличивалась, но количество витков при этом не менялось, так что его верхний виток оставался на уровне верхнего торца тигля, а нижний – на уровне отверстия для слива расплава. Некоторые полученные в ходе анализа зависимости изображены на рис.8, 9. С увеличени ем высоты тигля растет активная мощность, передаваемая в расплав, что связа но с увеличением площади охлаждаемой поверхности тигля при тех же значе ниях удельных характеристик охлаждения (коэффициента конвективного теп лообмена) и при сохранении того же значения средней температуры расплава.

Напротив, с увеличением высоты тигля сопротивление расплава снижается.

Это связано с тем, что увеличение высоты расплава сопровождается увеличе нием площади поперечного сечения токового слоя (при сохранении глубины скин-слоя), в то время как длина линий тока остается неизменной. Необходи мое увеличение активной мощности в расплаве и снижение активного сопро тивления расплава приводят к некоторому росту тока в обмотках. Несмотря на снижение значения индуктивности расплава, увеличение тока в обмотках ин дуктора приводит к возрастанию реактивной мощности в расплаве.

Результаты расчета характеристик системы генератор-индуктор-тигель с изменением высоты тигля представлены в таблице 2.

55 100 50 95 1, LP 45 90 1, Q 40 85 1, 35 P 80 Rр 1, 30 75 25 70 I 0, 20 65 0, 11 13 15 17 19 21 11 13 15 17 21 25 Рис.8. Зависимость активной Р и реак- Рис.9. Зависимость сопротивления рас тивной Q мощности от высоты тигля. плава Rр, индуктивности расплава Lp и тока в индукторе I oт высоты тигля.

Таблица h, см I, А P, кВт P, кВт Pu, кВт fрез, МГц U, кВ R p, Ом / C k (рез), нФ 11 80,25 26,1 27,9 52,9 1,807 3,05 1,8 / 1, 16 86,9 30,1 31,8 60,2 1,805 2,65 1,2 / 1, 21 92 32,2 34 66,2 1,82 2,55 0,9 / 1, Как следует из приведенных зависимостей, с увеличением высоты тигля возрастает как активная мощность, вырабатываемая генератором, так и ак тивная мощность, поступающая в расплав. В отличие от предыдущего случая (возрастание диаметра тигля) здесь происходит падение сопротивления рас плава, что приводит к увеличению степени согласования генератора с нагру зочным контуром. Это обстоятельство и объясняет рост вырабатываемой и поступающей в расплав активной мощности. С ростом высоты тигля проис ходит и рост тока в индукторе. Это связано с тем, что для увеличения актив ной мощности в расплаве при уменьшении его сопротивления необходимо соответствующее возрастание тока.

При изменении числа витков индуктора рассматривалось три конфигура ции индуктора, содержащего два, четыре и шесть витков. В данном случае высота области индуктора составила 16 см, при этом во всех вариантах кон фигурация индуктора была такова, что нижний его виток располагался на плоскости сливного отверстия, а верхний – на верхнем торце расплава.

Несмотря на значительное увеличение индуктивности индуктора с ростом числа витков из-за резкого уменьшения тока величина реактивной мощности уменьшается, однако это уменьшение весьма незначительно. В то же время активная мощность в расплаве практически не меняется, как и сопротивление расплава Результаты расчета характеристик системы генератор-индуктор-тигель с расплавом при изменении числа витков индуктора показывают, что наи большее значение мощности, передаваемой в расплав, оказывается при числе витков, равном 4, как и для штатной конфигурации системы индуктор тигель.

В случае количества витков индуктора, равного 6, мощность, передавае мая в расплав, принимает наименьшее из трех случаев значение. Подобное обстоятельство связано с уменьшением добротности нагрузочного контура из-за значительного увеличения индуктивности индуктора.

Четвертая глава посвящена исследованию динамики нагрева стекломас сы при поступлении в тигель шихты в процессе плавления. Предметом ис следования является система индуктор-тигель с расплавом, в который пода ется шихта с массовой скоростью dm/dt и начальной температурой Т0, при этом материалом шихты является боросиликатное стекло (аналогично мате риалу расплава), поступающее в тигель в водяной среде.

Основным уравнением задачи является уравнение баланса мощностей:

dm dm dm Tcp T0 1 св P P0 c T eисп. (1) dt dt dt Здесь Р0 – мощность, поступающая из индуктора в расплав, которая рас ходуется на нагрев стекломассы и компенсацию энергетических потерь на охлаждение;

с, св – теплоемкости расплава и воды соответственно;

Т = Тисп Т0 – разность температуры испарения и начальной температуры для воды;

еисп – энтальпия испарения для воды;

– массовая доля воды в поступающей шихте. Как видно из выражения (1), второй и третий члены в правой части представляют собой энергетические потери генератора на нагрев поступаю щей шихты в водяной среде. Отметим, что в отсутствие поступления массы в расплав, P = P0. Предполагается, что амплитуда тока, питающего индуктор, в течение всего процесса нагрева остается постоянной. Вместе с тем величина Р0 при тех же условиях непрерывно меняется. Это объясняется тем обстоя тельством, что происходит непрерывное возрастание объема расплава, кото рое приводит к тому, что по мере заполнения активной зоны тигля посту пающей шихтой магнитное поле, ранее находившееся в объеме тигля, но вне расплава, постепенно проникает в расплав, что приводит к увеличению дис сипации энергии от вихревых токов в объеме расплава. Степень загрузки тигля расплавом (t) можно определить следующим образом:

mt t 0. (2) Vинд Здесь – массовая плотность расплава, Vинд – объем области тигля, нахо дящейся в зоне, охватываемой индуктором (полный рабочий объем тигля);

0 – начальное (стартовое) значение степени загрузки;

m(t) – масса поступившей за время t шихты.

Для проведения анализа был использован пакет Ansoft Maxwell, с помо щью которого были определены базы данных, которые можно представить в виде следующих зависимостей:

Р0 F2 t.

Т ср F1 P, ;

(3) Уравнения (1), (2), (3) образуют искомую систему уравнений для получения соответствующих решений.

На рис.10 представлены результаты расчета средней температуры расплава Тср в зависимости от времени его нагрева. Начало поступления шихты в объем расплава сопровождается резким падением его средней температуры. Подоб ное остывание расплава именно в начальный момент времени хорошо объяс нимо физически: в силу малости массы поступающей шихты в начальный мо мент времени практически не происходит изменения объема расплава, а следо вательно энерговклад в расплав остается прежним. Т.о., как следует из уравне ния (1), первый член в правой части Р0 остается примерно постоянным, а два следующих члена растут, в результате величина Р уменьшается, что и приво дит к уменьшению температуры расплава. Однако в следующие моменты вре мени картина меняется. Увеличение объема расплава из-за поступления в его объем шихты приводит к увеличению диссипации энергии от вихревых токов в этом объеме. В силу этого величина Р0 в уравнении (1) начинает возрастать.

Это влечет за собой нагревание расплава, что и отражает возрастающий харак тер зависимости величины Тср от времени. Эффект мгновенного остывания расплава в момент времени t = 0 является следствием принятых ранее предпо ложений, а именно мгновенного выравнивания температуры поступающей порции шихты и исходного объема расплава за один дискретный временной шаг. Разумеется, в реальном процессе начальное остывание расплава в связи с поступлением в него шихты будет продолжаться определенное время, которое, по оценке, приведенной в работе, составляет величину, равную 1 с.

Из рис.11 следует, что температура после достижения стационарного зна чения скачком увеличивается, причём это происходит до одной и той же ве личины в обоих рассматриваемых случаях. Процесс дальнейшего нагрева расплава после его заполнения тигля может быть смоделирован с помощью пакета Ansoft Maxwell с учётом нестационарности процесса. На рис.12 ре зультат этого расчёта показан участком кривой, изображённой пунктиром на соответствующих графиках.

В реальной установке типа ВЧИ11-60/1,76 принятие решения оператором и управление им технологическим процессом происходит на основании пока заний штатных датчиков, которыми оснащена установка. Т.к. в установке ток в обмотке индуктора не регистрируется, то применение описанной выше мо дели вызывает определённые неудобства. Для исправления подобной ситуа ции было решено объединить разработанную ранее модель системы генера тор-индуктор-тигель, основанную на балансе активных потерь, и модель, рассмотренную выше. Модель баланса активных потерь позволяет опреде лить потери мощности в элементах установки.

1500 Средняя температура расплава, 0С Средняя температура расплава, 0С 1350 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 30 -10 0 10 20 40 50 70 Время, минуты Время, минуты Рис.10. Динамика нагрева расплава и Рис.11. Динамика нагрева расплава и поступающей шихты (без водяной поступающей шихты (без водяной компоненты): 1 – 0 = 0,5;

2 - 0 = 0,75. компоненты) при 0 = 0,5:

dm = 0,8·10-3 кг / с;

1 dt dm = 1,7·10-3 кг / с.

2 dt Средняя температура расплава, 0С -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 Время, минуты Рис.12. Динамика нагрева расплава и поступающей шихты (без водяной ком поненты) при 0 = 0,5 с учётом дальнейшего нагрева расплава:

dm dm = 0,8·10-3 кг / с;

2 - = 1,7·10-3 кг / с.

1 dt dt Пятая глава посвящена анализу режимов работы установки ИПХТ c учётoм гидродинамических течений в тигле с расплавом.

Структурно модель, oписывающая данные процессы, системы состоит из трех взаимосвязанных частей (блоков): электромагнитной, термодинамиче ской и гидродинамической.

Электромагнитный расчет основан на решении уравнений Максвелла для векторного потенциала. В основе термодинамического расчета лежит ста ционарное уравнение теплопроводности с внутренними источниками тепла.

Движение среды (расплава) описывается стационарным уравнением На вье-Стокса для слабосжимаемой жидкости с коэффициентом вязкости 1 v v p 2 v v v v v f, (4) 3 стационарным уравнением непрерывности v 0 (5) и уравнением состояния расплава p, T. (6) Здесь p – давление в среде, f - плотность объемных сил, действующих на среду.

Уравнение состояния – зависимость плотности расплава от давления и температуры (6) - является важной составляющей модели. Именно зависи мость плотности от температуры приводит к возникновению конвекции при неравномерном нагреве жидкости. Так как давление внутри расплава в про цессе индукционной плавки меняется незначительно, ограничимся заданием зависимости плотности расплава только от температуры:

T. (6) Отметим также, что в модели учитывается существенная для расплавов стекол зависимость вязкости от температуры:

T. (7) Соотношения (6) и (7) связывают гидродинамическую часть модели с те пловой: температура явно не входит в уравнения (4)-(5), но влияет на харак теристики расплава,.

Влияние поля тяжести учитывается при задании плотности объемной си лы, действующей на расплав:

f g, (8) где g - ускорение свободного падения.

Построение и численная реализация модели проведена с использованием пакета Comsol Multiphysics. На рис.13 14 представлены некоторые резуль таты расчетов. Все они относятся к системе индуктор-тигель с расплавом, геометрическая конфигурация которой изображена на рис.1. Во всех случаях амплитуда синусоидального тока в четырех витках индуктора составляет А. На рис.13 представлена картина, иллюстрирующая динамику нагрева стекломассы в объеме тигля. В силу симметрии задачи на рис.13 изображена только половина объема тигля. Как и следовало ожидать, прогрев начинается в области наибольшего энерговыделения, расположенной в середине зоны индуктора ближе к боковой поверхности тигля. С течением времени темпера тура в этой области повышается, что сопровождается в этой же области уве личением давления и уменьшением плотности стекломассы. Данный процесс приводит к возникновению течения стекломассы в расплаве, направленного от этой прогретой области в область т.н. «мертвой зоны» тигля, заполненной непрогретой шихтой. По мере дальнейшего прогрева и увеличения темпера туры стекломассы данное течение интенсифицируется, и под его воздействи ем прогретая зона постепенно распространяется в нижнюю часть тигля. Про цесс достигает стационара примерно к 3000 с. Стационарная картина поля скоростей течений в расплаве представлена на рис.14. В соответствии с этой картиной можно выделить уже упомянутое выше центральное течение, на правленное от области индуктора к нижней части тигля. Это течение вытес няет стекломассу из «мертвой зоны», которая вовлекается в движение, обра зуя еще одно течение, направленное к верхней части тигля. Отметим, что данное течение создает условия для выполнения требования неразрывности течения, описываемого уравнением непрерывности (5).

Абсолютные значения скоростей в расплаве заметно меняются по объему тигля. Отметим также наличие двух локальных вихрей течений, выделенных пунктиром на рис.14.

Наличие в объеме тигля отмеченных гидродинамических течений распла ва приводит к изменениям в распределении таких характеристик, как плот ность вихревых токов, объемная плотность омических потерь и температура.

Так, гидродинамические течения приводят к выравниванию температуры стекломассы по всему объему тигля, включая и «мертвую зону». В то же время за счет перераспределения стекломассы средняя температура ее нагре ва в области индуктора уменьшается. Из-за снижения температуры и, следо вательно, увеличения удельного электрического сопротивления происходит уменьшение плотности вихревых токов в объеме индуктора и, напротив, ее увеличение в нижней части тигля из-за дополнительного разогрева стекло массы в этом объеме. Что же касается баланса активных потерь в объеме тиг ля, то отметим заметное увеличение доли активных потерь на нижней торце вой поверхности расплава из-за дополнительного его разогрева под влиянием гидродинамических течений. В остальном отличия незначительны.

Шкала, 0С t=1000c t=1500c t=2000c t=3000c Pис.13. Динамика прогрева стекломассы в объеме тигля. Стрелками указаны век торы скоростей течений, цветовая линейка относится к температуре расплава.

Шкала, мм/с Рис.14. Поле скоростей течений стекломассы для стационарного режима.

Пунктиром обозначены зоны локальных вихрей.

Основные результаты диссертации сводятся к следующему:

1. Построена 3D нестационарная нелинейная модель системы индуктор тигель с расплавом для реальной геометрии экспериментальной установки ИПХТ. С помощью построенной модели получены пространственные рас пределения индукции магнитного поля, плотности вихревых токов, объемной плотности мощности омических потерь, температуры и мощности тепловых потоков для реальной геометрии действующей системы индуктор-тигель с расплавом, включая т.н. мертвую зону, в линейном и нелинейном режиме.

2. Проведены измерения температуры расплава на его поверхности и в глу бине с использованием трех датчиков различных типов. В целом можно констатировать удовлетворительное совпадение расчетных и эксперимен тальных данных.

3. Построена физическая модель системы генератор-индуктор-тигель, вклю чающая в себя первичный высоковольтный источник питания, электриче ский фильтр, ВЧ-генератор с самовозбуждением на базе лампового трио да, работающий в режиме самовозбуждения, передающая линия и нагру зочный контур, в состав которого входят индуктор и тигель с расплавом.

4. С помощью построенной модели проведен анализ работы полной системы ВЧ-плавителя. Для определения динамики изменения сопротивления стекла в процессе его нагрева была разработана энергетическая (эмпири ческая) модель, согласно которой на начальном этапе плавления удельное сопротивление стекла на два порядка выше, чем в расплаве. С помощью данной модели получена зависимость сопротивления стекла от времени и от суммарной энергии, переданной от индуктора в тигель, рассчитаны не которые энергетические характеристики установки. Из сопоставления расчетных данных и данных, полученных на экспериментальной установ ке, видно, что они удовлетворительно соответствуют друг другу.

5. Проведена оптимизация геометрической конфигурации системы индук тор-тигель для увеличения энергоэффективности установки. Рассматри вались различные электрические и энергетические характеристики: мощ ности источника, нагрузочного контура, расплава, его сопротивление.

6. Проведено исследование динамики нагрева стекломассы при поступлении в тигель шихты в процессе плавления. Изменяемыми величинами явля лись скорость поступления шихты, начальная степень загрузки тигля рас плавом и массовая доля воды в поступающей шихте. Построена модель системы генератор-индуктор-тигель с поступлением шихты во время плавки, которая может быть использована оператором установки для ос текловывания РАО как для принятия оперативных решений, так и для планирования технологического режима плавки.

7. Разработана физическая модель системы индуктор-тигель с расплавом, где реализовано ее гидродинамическое описание. Численная реализация моде ли проведена на базе пакета Comsol Multiphysics. С помощью построенной модели проанализирована динамика нагрева расплава. Получены распреде ления скоростей течений, температуры расплава в разные моменты време ни, получена стационарная картина поля скоростей течений в расплаве. В соответствии с этой картиной можно выделить центральное течение, на правленное от области индуктора к нижней части тигля. Наличие в объеме тигля данных гидродинамических течений расплава приводит к изменени ям в распределении таких характеристик, как плотность вихревых токов, объемная плотность омических потерь и температура.

Список опубликованных работ по теме диссертации.

1. Демин А.В., Гаркуша О.В., Львов Е.И., Масленников С.П., Макеев А.Э., Коротеев В.И., Сурков А.С., Школьников Э.Я. Моделирование электро- и теплофизических процессов в установке для остекловывания РАО. // Ядер ная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. №2. С. 1-7.

2. Гаркуша О.В., Демин А.В., Львов Е.И., Львов Н.Е., Масленников С.П., Новожилов А.Е., Павловский В.А., Школьников Э.Я. Энергоэффективные режимы работы установки индукционного плавления в холодном тигле для утилизации РАО. // Ядерная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. №5. С. 1-5.

3. Демин А.В., Кобелев А.П., Лебедев В.В. Исследование электрофизических и теплофизических процессов в индукционном плавителе холодный тигель.

// Научная сессия МИФИ-2010, сборник научных трудов. 2010. Т. 1. С. 199.



 

Похожие работы:





 
2013 www.netess.ru - «Бесплатная библиотека авторефератов кандидатских и докторских диссертаций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.