CC BY
14
•Я Кафедра молодых
ЗаЭДв) + 2А1205(тв) + 6ЫаР(ж) = Ыа3А1Р6(ж) +3№А15Ю4; (1)
9а02(тв) + 2А1203(тв) + 6!чар(ж) = Ма3А1Р6(ж) + ЗМаА151з08. (2)
2. Фторидный расплав подкисляется в соответствии с вышеприведенными реакциями за счет реакции с 5Ю2. При этом БЮг растворяется в расплаве, а А1203 в большой степени выделяется в осадок в составе пасты с 0 -А120з-
3. Происходит затвердевание МазА1Р6 (криолит).
4. Проникновение фторидов ниже слоя твердого криолита происходит за счет транспорта в паровой фазе и диффузией в твердой фазе
№3А1Р6(тв) = 2ЫаР(тв) + ИаАад. (3)
5. Пар взаимодействует с 5Ю2:
№А1Р4(г) + 25Ю2(тв) = МаАВЮ^тв) + ^(г). (4)
Данный механизм согласуется с предположениями о процессах, протекающих в футеровке алюминиевых электролизеров, выдвинутыми норвежскими учеными [3,4].
По результатам анализа можно сделать следующие выводы.
При взаимодействии использованных огнеупорных кирпичей пористостью 14% и соотношением Al203/Si02 0,4 с компонентами электролита образовался высоковязкий слой.
Данный высоковязкий барьерный слой состоит из полуаморфного нефелина (NaAISi04), небольшого количества флюорита (CaF2) и фтористого натрия (NaF).
Применение барьерных огнеупорных кирпичей и стальных листов предотвратило разрушение теплоизоляционных слоев футеровки и позволяет прогнозировать высокий срок службы алюминиевых электролизеров на силу тока ЗООкА конструкции ОАО «СибВАМИ».
Библиографический список
1. Fasreyvik М. "Conversion of water soluble fluoride compounds form used refractories in catode linings of aluminium elec-trotic cells" II Thesis NTH. Trodheim, Norway, 1990,
2. Silijan O.J. "Solidum aluminium fluoride attack on alumi-nosilicate refractories" II Thesis NTH. Trodheim, Norway, 1990.
3. M.Sorlie, H.Oye, "Cathodes in Aluminium Electrolysis".
4. A.Selveit, paper presented at "Refractories in Aluminium Industry" II Forsgrunn, Norvay, 1987.
Статья принята к публикации 02.10.06
И.А.Сысоев
Опыт управления энергетическим режимом электролизеров с обожженными анодами (ОД) на силу тока ЗООкА
Введение. При расчете и анализе энергетических балансов особое место уделяется верхнему поясу катодного кожуха - зоне максимальных значений температур электролизера. Для оценочных расчетов алюминиевого электролизера, применительно к направлению теплового потока от расплава к боковой поверхности кожуха при стационарном состоянии допустимо применение уравнений потока через плоскопараллельную стенку [1]:
О1=оц • (Тж-ТЛ (1)
а2= Б • 01 - Тк)/(К$!с + й + бг/Лг); (2)
а5 = а2 ■ 5 • (Тк-Тв), (3)
где 01 - тепло, переданное от электролита к границе электролит-гарнисаж; 02 - тепло, прошедшее через бортовую футеровку; 03 - тепло, рассеянное на границе раздела воздух/стальной кожух;
а! - коэффициент теплоотдачи на границе электролит-гарнисаж, Вт/(м2*К), а2 - эффективный коэффициент внешней теплоотдачи, Вт/(м2*К);
Тиь Ть Тк. Тв - соответственно, рабочая температура электролита, плавления электролита (ликвидус), стенки кожуха, окружающей среды, °С;
(?5С, К!к, бг/Лг - тепловое сопротивление бортовой футеровки, кожуха и гарнисажа (м2*К)/Вт.
Отсюда следует, что в случае длительного периода сохранения постоянства структуры температур - рабочей температуры и температуры ликвидус, толщину гарнисажа можно принять для расчетов неизменной. При этом тепловой поток, направленный от электролита к гарнисажу, 01 равен тепловому потоку 02, проходящему через бортовую футеровку электролизера, и равен тепловому потоку 03,направленному от стенки в окружающую среду, т.е. в стационарном состоянии выполняется равенство
О! = а2 = Оз. (4)
Из приведенных выше уравнений видно, что для получения оптимальных параметров температурного режима, наряду с «внешними» факторами электролизера, такими как температура окружающей среды и условия «внешней» теплоотдачи конвекцией и излучением, важная роль принадлежит и «внутренним»: температуре электролита и температуре плавления (ликвидус) электролита, а также перегреву.
Кафедра молодых
Основная часть, Следует отметить, что температурный режим каждой ванны индивидуален и зависит от многих параметров: конструкции электролизера, срока его службы, формы рабочего пространства (ФРП) и энергетического режима. При этом температуру ликвидус определяет химический состав электролита. В свою очередь, от температуры перегрева зависит толщина настыли и, соответственно, теплопотери бортами электролизера, а также скорость растворения глинозема и образование осадка на подине. Перегрев электролита (Tsh - от англ. «superheat» - перегрев) определяется разностью между температурой процесса (Tw) и температурой ликвидус (ТО или его кристаллизации:
Tsh=Tw-Tl (5)
Сегодня в мире для контроля и управления температурным режимом электролизера используются разные подходы. Часть из них основана на поддержании необходимой величины КО [3]. Другие регулируют содержание AIF3 в электролите [4] либо используют принцип «fuzzy-логики» [5]. На некоторых предприятиях инженерно-технический персонал самостоятельно разрабатывает стратегию управления электролизерами. Обзор контролируемых параметров процесса представлен в работе [6].
За рубежом с целью управления процессом электролиза по структуре температур зарекомендовала себя и успешно используется программа «9-Ьох» фирмы «Heraeus Electro-Nite», ключевым моментом алгоритма которой является экспериментальное определение температуры ликвидуса и перегрева с помощью одноразовых термопар фирмы Cry-0-Therm [2]. Кроме этого, для управления используются экспериментальные данные о температуре электролита и падении напряжения в катодном устройстве. Перечисленные данные заносятся в специально разработанную программу, действующую по алгоритму «9-ти блочной матрицы». Алгоритм позволяет получить значения уставочного напряжения и суточной добавки AIF3, необходимые для приведения температур электролита и ликвидуса к их оптимальному уровню.
Использование температуры ликвидуса как характеристики электролизера сопряжено с рядом проблем [7, 8]. Наиболее достоверным считается использование температуры ликвидус, определенной экспериментальным путем с помощью термопар Сгу-O-Therm. Однако, поскольку экспериментальное измерение температуры ликвидус сопряжено с расходованием дорогостоящих одноразовых термопар, данный метод не может являться перспективным при внедрении его в масштабном производстве.
Автором данной работы был разработан собственный алгоритм, основанный на ежедневном измерении рабочей температуры и определении температуры ликвидуса расчетным способом. С помощью метода регрессионного анализа была определена следующая зависимость:
Т1 = 863,2 + 49,2 * КО - 3,6 * СаР2 -3,8 * МдР2, (6), где: КО - криолитовое отношение, дол.ед; СаР2. МдЬ -экспериментально определенные содержания СаР2 и МдР2 в электролите, %.
Хотя выражение (6) намного проще зависимости, например Бо^т [9], тем не менее, оно с высокой степенью достоверности повторяет значения температуры ликвидуса, полученные с помощью зондов «Сгу-О-ТЬегт».
На основании данных о температурном режиме, программа управления, установленная на технологический компьютер, выдавала рекомендации по поддержанию заданного перегрева изменением на электролизерах уставочного напряжения и ежесуточной дозы фтористого алюминия. Рекомендации программы применялись на двух опытных электролизерах на силу тока ЗООкА (№№ 702 и 704) в течение 3-х месяцев.
Известно, что ряд анализируемых признаков может указывать на нарушение стабильного теплового режима электролизера. Например, температурный режим электролизера должен обеспечивать наличие гарнисажа достаточной толщины (5-10 см), крутопадающий профиль настыли, не заходящей под анод и приемлемую температуру бортовой стенки катодного кожуха, не превышающую 300-350°С. Для оценки влияния применения программы управления энергетическим режимом электролизера были проведены измерения температур поверхности верхнего пояса электролизеров и ФРП в мае и августе 2006г. Температура окружающего воздуха составила в мае +12°С, в августе +24 °С.
На рисунках № 1-2 представлен средний профиль формы рабочего пространства (ФРП) опытных электролизеров. Из рисунков следует, что толщина гарнисажа в мае составила до 2-3 см. В августе, несмотря на общее увеличение температуры окружающей среды на 12°С, толщина гарнисажа составила 5-7 см.
to у> «е ее тот** » м up nt ш г» я» w во то *> « ух;,.»;
Рис. 1. ФРП электролизера № 702 (май 2006)
та зо 40 № да /и w w w uv 'д* ie «w w w w И5 вб; 53 «С 30 a* \
Рис. 2. ФРП электролизера № 702 (август 2006)
Кафедра м@лодых
В табд, 1 приведены средние значения температуры верхнего пояса катодного пояса.
Таблица I
Температуры С С) верхнего пояса котоаного пояса
Из таблицы следует, что поддержание заданного значения перегрева, обеспечивающее толщину гарни-сажа, близкое к оптимальному, обеспечило снижение температур внешней стенки входной и выходной стороны (по ходу тока) электролизера.
Заключение. Первые испытания разработанного алгоритма на опытном участке УАЗа показали положительные результаты. Основная задача программ по стабилизации перегрева электролита была успешно реализована. По данным замеров в августе применение программы управления помогло оптимизировать форму рабочего пространства и обеспечить оптимальные тепловые параметры электролизеров: наличие гарниссажа достаточной толщины (около 5 см), крутопадающий профиль настыли и приемлемую температуру бортовой стенки катодного кожуха, не превышающую 350 °С,
В перспективе планируется дополнительно оптимизировать алгоритм на основе результатов его внедрения, Во-первых, планируется выявить оптимальный интервал изменения уставочных значений рабочей температуры и температуры ликвидус с целью уменьшения числа отбора проб электролита для химического анализа. Во-вторых, будет дополнительно проведен многомерный регрессионный анализ факторов, влияющих на темпера-
турный режим. Хотя в литературе имеются такие данные [6], целью планируемого исследования является их уточнение для конкретной группы ванн.
После проведения дополнительных исследований и сбора экспериментальных результатов, разработанная программа может внедряться на производстве для поддержания оптимального температурного режима электролизеров на силу тока ЗООкА и выше.
Библиографический список
1. Манн В.Х., Юрков В.В. Исследование зависимости между криолитовым отношением и температурой электролита в алюминиевом электролизёре II Цветные металлы. -2000.
2. Надточий A.M., Богданов Ю.В., Жердев А.С., Сысоев И.А. Испытание технологии управления процессом электролиза с помощью программы 9-блочной матрицы II III Республиканская научно-техническая конференция молодых ученых и специалистов алюминиевой промышленности. ОАО "СУАЛ-Холдинг", 20-21 октября 2005 - Иркутск, 2005. -С. 55-56.
3. Paulino L., Yamamoto J.,.Camilli R.A, Araujo J. Bath ratio control improvements at Alcoa posos de caldas - Brazil II Light Metals 2005, p.419;
4.. Entner P.M. Control ol AIF3 concentration. II Light Metals 1992, pp. 369-374.
5. Meghlaoui A.,. Aljabri N. Aluminum Fluoride control Strategy Improvement. II Light Metals 2003, p.425;
6.. McFadden F.J.S, Bearne G.P., Austin P.C., Welch B.J.. Application of advanced procces control to aluminium reduction cells - a review II Light Metals 2001, p. 1233;
7. Wang X., Tarcy G,, Hosier В., et all. Paradox in cell temperature measurement using type К thermocouples II Light Metals 2006, p.279;
8. Moxnes B.P., Solheim A„ Stiure Т., et all. The "LIQUIDUS ENIGMA" revisited II Light Metals 2006, p.285;
9. Solheim A., Rolseth S., Skybakmoen E., Sten, L.,Sterten, A. and St0re, Т. I Liquidus Temperature and Alumina Solubility in the System Na3AlF6-A!F3-LiF-CaF2-MgF2 II Light Metals 1995, 451-460.
Статья принята к публикации 29.12.06
№ эл-р а/ сторона май 2006г. август 2006г.
вход выход среднее вход выход среднее
702 311,9 331,6 321,8 312,2 315,5 313,8
705 318,1 328,1 323,1 292,6 315,4 304,0
среднее 315,2 342,1 328,7 302,7 329,2 315,9
