用于高效冶煉氧化鎂的雙電極直流電弧爐的仿真與實(shí)驗(yàn)

付 友王 振王寧會(huì)

（1. 大連理工大學(xué)電氣工程學(xué)院 大連 116024 2. 大連理工大學(xué)創(chuàng)新實(shí)驗(yàn)學(xué)院 大連 116024）

用于高效冶煉氧化鎂的雙電極直流電弧爐的仿真與實(shí)驗(yàn)

付 友1王 振2王寧會(huì)1

（1. 大連理工大學(xué)電氣工程學(xué)院 大連 116024 2. 大連理工大學(xué)創(chuàng)新實(shí)驗(yàn)學(xué)院 大連 116024）

將一臺(tái)3 000kV·A的三相交流氧化鎂冶煉電弧爐改造成相同容量的雙電極直流電弧爐。揭示了在不同冶煉電流下，輸出電壓與最大弧長之間的關(guān)系。同時(shí)，采用三維有限元法對(duì)氧化鎂熔池的溫度場分布進(jìn)行仿真分析，得出熔池溫度場的分布規(guī)律。利用改造后的電弧爐制得高純度的氧化鎂晶體，且冶煉得到的氧化鎂熔坨的形貌近似橢圓形橫截面的拉伸體，與仿真結(jié)果一致。最后，比較采用直流電弧爐和交流電弧爐冶煉氧化鎂的生產(chǎn)數(shù)據(jù)，結(jié)果表明雙電極直流電弧爐冶煉氧化鎂的工藝，在單噸能耗、電極損耗以及晶體純度等方面，均優(yōu)于傳統(tǒng)的三相交流電弧爐。本文工作為采用雙電極直流電弧爐生產(chǎn)氧化鎂提供了理論指導(dǎo)和依據(jù)。

直流電弧爐 氧化鎂 單噸能耗 電極損耗

0 引言

電熔氧化鎂（MgO）是以精選的天然菱鎂礦石（MgCO3）或高純輕燒鎂顆粒（MgO）為原料，在電弧爐中熔融制得的氧化鎂晶體。其結(jié)構(gòu)致密、抗渣性強(qiáng)、熱振穩(wěn)定性好，是一種優(yōu)良的高溫電氣絕緣材料，也是制作高檔鎂磚、鎂碳磚等耐火材料的重要原料。我國已探明的菱鎂礦儲(chǔ)量約有80億噸，占世界總量的1/4，是名副其實(shí)的鎂資源大國，提高鎂制產(chǎn)品的技術(shù)含量，增加其科技附加值，對(duì)于我國鎂資源的開發(fā)和利用具有重大意義。工業(yè)上廣泛使用三相交流電弧爐大規(guī)模冶煉電熔氧化鎂，其優(yōu)點(diǎn)是初期投資低、工藝簡單、操作容易、便于大規(guī)模生產(chǎn)[1]；缺點(diǎn)是熱效率低、產(chǎn)品質(zhì)量差、產(chǎn)率低、電極消耗多、電壓波動(dòng)大、對(duì)電網(wǎng)沖擊嚴(yán)重且噪聲大[2-5]。隨著技術(shù)的進(jìn)步，大功率直流電弧爐開始應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)，該技術(shù)能夠更好地克服上述不利因素，已經(jīng)成為一些冶金行業(yè)的主流[6,7]。秦勤等搭建了功率80kW，單爐產(chǎn)量10kg的小型實(shí)驗(yàn)性氧化鎂冶煉直流電弧爐[8]；南非的A. Schoukens等建造了功率850kW，每小時(shí)生產(chǎn)75～85kg氧化鎂的直流電弧爐試生產(chǎn)車間[9]。但是大容量直流電弧爐冶煉氧化鎂的實(shí)際生產(chǎn)研究還比較少見，目前文獻(xiàn)中所記載的利用直流電弧爐冶煉氧化鎂的設(shè)備與工藝，還不能完全替代交流電弧爐實(shí)現(xiàn)氧化鎂的大規(guī)模工業(yè)制備。

根據(jù)電弧爐冶煉氧化鎂的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，電弧爐的電極半徑、極間距、電弧弧長和爐體尺寸等參數(shù)對(duì)冶煉效果均有影響，如果電極半徑、極間距和爐體尺寸設(shè)計(jì)不合理，電極升降操作與冶煉弧長不匹配，將導(dǎo)致原料無法在熔池中充分熔融或?qū)е码姌O下方熔池的溫度過高，從而出現(xiàn)局部過冷或過熱現(xiàn)象，直接影響產(chǎn)品質(zhì)量[10-12]。吳志偉、柴天佑等提出了基于案例推理、迭代學(xué)習(xí)、PI控制、神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和規(guī)則推理的參數(shù)混合智能設(shè)定方法來獲取合理的電極間距和電極半徑[13]。針對(duì)直流電弧爐爐殼尺寸的設(shè)計(jì)，需要由電極間距、電極半徑、操作電壓和注入電流等參數(shù)來確定電弧爐內(nèi)溫度場分布規(guī)律，從而推測氧化鎂熔坨的形貌，進(jìn)而確定相應(yīng)的爐殼尺寸。目前，對(duì)電弧爐內(nèi)溫度場分布的計(jì)算普遍采用有限元法，基于有限元的數(shù)值計(jì)算方法具有精度高、邊界適應(yīng)性好等優(yōu)點(diǎn)，在各種電氣設(shè)備溫度場的計(jì)算中廣泛使用[14-16]。南非的Q. G. Reynolds等針對(duì)雙電極直流電弧爐進(jìn)行仿真，得出了電弧的溫度分布特征[17,18]。王振等針對(duì)1 500kV·A容量的直流埋弧爐制備氧化鎂的物理過程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，通過磁流體力學(xué)模型描繪出了熔池的形貌，并且估算了熔池電阻，為直流電弧爐熔坨形貌的估算提供了參考[19,20]。

本文對(duì)一臺(tái)由交流電弧爐改造的3 000kV·A雙電極直流電弧爐冶煉氧化鎂進(jìn)行仿真分析，估算了冶煉操作時(shí)的最大弧長與熔池形貌。通過試生產(chǎn)制得了高純度的氧化鎂晶體，冶煉所得的氧化鎂熔坨形貌與仿真分析結(jié)果一致。改造后的直流電弧爐在制備氧化鎂的單爐產(chǎn)量、單噸能耗、單噸電極損耗以及晶體純度等方面均優(yōu)于改造前的交流電弧爐。為大功率雙電極直流電弧爐替代傳統(tǒng)三相交流電弧爐工業(yè)化生產(chǎn)氧化鎂提供了依據(jù)。

1 直流電弧爐冶煉氧化鎂的設(shè)備與工藝

1.1 直流電弧爐冶煉氧化鎂的設(shè)備

本文將一臺(tái)容量為3 000kV·A的交流電弧爐改造成相同容量的直流電弧爐，改造后的電弧爐的主電路包括電爐變壓器、三相橋式可控硅整流裝置和電極等，如圖1所示。在冶煉過程中，電極升降控制系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)電極的升降，經(jīng)整流器輸出的直流電源的電壓調(diào)節(jié)范圍是0～150V，通過控制整流器中晶閘管的觸發(fā)延遲角可實(shí)現(xiàn)冶煉電流的恒流控制，根據(jù)變壓器容量以及生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，冶煉電流的設(shè)定值為23.5～24kA。

圖1 直流電弧爐電氣原理Fig.1 Electrical schematic diagram of a DC arc furnace

改造后的電弧爐的機(jī)械結(jié)構(gòu)主要包括可移動(dòng)爐底、爐殼、石墨電極、電極把持器、水冷導(dǎo)電橫臂、水冷柔性母線以及母排，如圖2所示。該電弧爐的電極是兩根豎直布置的石墨電極，電極通過把持器、水冷導(dǎo)電橫臂和柔性水冷母線連接到整流器輸出端的母排上，冶煉過程中，電弧在石墨電極與熔池的液面之間燃燒。

圖2 雙電極直流電弧爐的機(jī)械結(jié)構(gòu)Fig.2 Mechanical structure of a dual-electrode DC arc furnace

為了滿足電極升降操作的需要，兩根水冷導(dǎo)電橫臂被掛在懸梁上并配有兩組獨(dú)立的升降機(jī)構(gòu)。帶有自張緊機(jī)構(gòu)的水冷銅質(zhì)電極把持器用來完成對(duì)電極的夾緊與釋放，同時(shí)還作為良導(dǎo)體將電流導(dǎo)入電極。該把持器在受熱膨脹時(shí)仍能牢固地固定電極，保證了把持器和電極之間足夠低的接觸電阻，降低了功率損耗，同時(shí)避免了把持器局部過熱的現(xiàn)象。圖3是其中一組石墨電極升降裝置的結(jié)構(gòu)示意圖。

圖3 電極升降機(jī)構(gòu)Fig.3 Mechanical structure for electrode lifting

將交流電弧爐改造成雙電極直流電弧爐在機(jī)械結(jié)構(gòu)上不需大規(guī)模的改動(dòng)，只需將現(xiàn)有的交流電弧爐的導(dǎo)電橫臂的排放位置重新排布即可，除整流器外，基本不需要額外購買電氣元件，與直接建造直流電弧爐相比，降低了設(shè)備成本。

1.2 直流電弧爐冶煉氧化鎂的工藝

雙電極直流電弧爐冶煉氧化鎂的工藝過程是：先在爐體底部鋪上一層礦石作為底料，在兩根電極間放置石墨碎塊，降低兩根電極，使電極底端與石墨碎塊接觸，然后啟動(dòng)電源，在兩根電極之間產(chǎn)生電流，逐漸增大電流，當(dāng)石墨碎塊燒蝕后，稍抬起兩根電極，則兩根電極與底料之間產(chǎn)生電弧。當(dāng)電弧產(chǎn)生后，電極下方的底料會(huì)首先熔化，從而形成熔池。當(dāng)熔煉一段時(shí)間后，向熔池中加入更多的礦石，并同時(shí)提升電極，當(dāng)?shù)V石熔化之后，熔池上漲，再次提升電極，再同時(shí)向熔池中添加礦石，使得熔池持續(xù)上漲，在溫度場和電磁場的作用下熔池之中的雜質(zhì)向爐殼邊緣擴(kuò)散，而爐殼底部和爐體邊緣的礦石沒有融化，作為爐襯起到隔熱和保溫的作用，當(dāng)熔池液面上升到爐殼頂部的時(shí)候，停止加料，將電極提起，電弧熄滅，爐底小車將爐殼和冶煉后的礦石一同從電極下方移開，完成一爐的熔煉[8]。待熔池冷卻結(jié)晶后，將爐殼提起，沒有結(jié)晶的礦石滑落，露出熔池結(jié)晶后形成的氧化鎂熔坨。破開熔坨，然后進(jìn)一步破碎、分揀得到最終的氧化鎂晶體，圖4為冶煉過程中的現(xiàn)場情況。

圖4 氧化鎂冶煉現(xiàn)場Fig.4 The scene of the MgO smelting

2 直流電弧爐冶煉氧化鎂的理論計(jì)算

弧長和熔池的形貌是氧化鎂冶煉的兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。最大弧長用于限定電極間距以及電極的提升和下降的高度；熔池的最終形貌用于指導(dǎo)冶煉操作中填料位置的選擇和爐殼尺寸設(shè)計(jì)。

2.1 電弧的弧長計(jì)算

雙電極直流電弧爐主要依靠電弧產(chǎn)生的高溫有效加熱，其中一個(gè)石墨電極為陽極，另一個(gè)石墨電極為陰極。電弧在每根石墨電極的底部與熔池的上表面之間的空間區(qū)域產(chǎn)生，經(jīng)過熔池形成回路[10]。根據(jù)文獻(xiàn)[21,22]，在電弧穩(wěn)定燃燒時(shí)，石墨電極向熔池發(fā)射電弧的弧壓、弧流和弧長之間的關(guān)系為

其中

式中，Ua是電弧電壓；Ia是電弧電流；ρa(bǔ)是電弧的電阻率；L是弧長；rk是電弧陰極斑的半徑；jk是電流密度。

通過攝像機(jī)觀察兩根電弧的形態(tài)[19]和現(xiàn)場破殼后的熔坨的形貌發(fā)現(xiàn)，兩根電極向熔池中發(fā)射電弧的情況極為類似，因此可以假設(shè)石墨陰極和石墨陽極的弧壓降近似相等，電弧電壓與電源輸出的電壓之間滿足關(guān)系為

式中，U為直流電源的輸出電壓；Ub為熔池造成的電壓降，在冶煉初期可以忽略不計(jì)；Rs為石墨電極、電極把持器、水冷導(dǎo)電橫臂、柔性水冷母線和母排上的的總電阻，即短網(wǎng)電阻。

對(duì)于本文實(shí)驗(yàn)采用的容量為3 000kV·A的直流電弧爐，實(shí)驗(yàn)測得短網(wǎng)電阻Rs=2mΩ，取jk=3 500A/cm2，ρa(bǔ)=0.014Ω/cm[18]，忽略冶煉初期的熔池電壓降，根據(jù)式（1）～式（6）計(jì)算得到在不同的冶煉電流下，最大弧長與直流電源輸出電壓之間的關(guān)系曲線如圖5所示。從圖5可知，直流電弧爐的輸出電壓、冶煉電流和最大弧長之間的關(guān)系近似一簇平行的直線。在同一冶煉電流下，輸出電壓越大，弧長越長；而在直流電源輸出相同的電壓時(shí)，由于電弧爐短網(wǎng)電阻的分壓作用，冶煉電流越大，弧長越短。根據(jù)實(shí)驗(yàn)中的直流電弧爐的電源電壓調(diào)節(jié)范圍（0～150V），以及冶煉時(shí)設(shè)定的電流值（23.5～24kA），判斷出冶煉中的最大弧長不會(huì)超過11 cm。

圖5 不同冶煉電流下輸出電壓與最大弧長的關(guān)系Fig.5 Output voltage as a function of the maximum arc length at different currents

電壓較高的長弧能量較為集中，產(chǎn)生的輻射熱可以迅速融化原料，因此在冶煉初期提高電弧電壓對(duì)縮短冶煉時(shí)間是有利的，但是隨著冶煉過程中氧化鎂熔池高度的增加，熔池上的壓降也在增大，如果要同時(shí)保持較大的弧電流，由于電弧爐輸出功率的限制，應(yīng)該相應(yīng)地調(diào)節(jié)電極，逐漸縮短電弧的長度，電弧電壓也會(huì)逐漸降低，同時(shí)注入熔池的電流會(huì)相應(yīng)增大，大電流流過熔池產(chǎn)生電磁攪拌效應(yīng)還會(huì)有利于雜質(zhì)向爐體邊緣擴(kuò)散，提高產(chǎn)品純度。

2.2 氧化鎂熔池的形貌仿真

為了得到并能夠很好地描述氧化鎂熔池的形貌，本文采用三維有限元法對(duì)氧化鎂熔池的溫度場分布進(jìn)行計(jì)算。由于直流電弧爐是交流電弧爐的一種特殊形式，可以參照文獻(xiàn)[23]中交流電弧爐熔池的有限元分析方法，建立直流電弧爐熔池的穩(wěn)態(tài)耦合場的磁流體數(shù)學(xué)模型。首先，根據(jù)表1中的實(shí)驗(yàn)電弧爐的爐體尺寸建立爐體的三維幾何模型，根據(jù)電極和爐體的直徑進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖6所示，爐體的網(wǎng)格劃分具體分為兩部分：電極下方的圓柱形投影區(qū)域和爐體內(nèi)部其余的空間。圓柱形投影區(qū)域采用四面體網(wǎng)格填充；爐體內(nèi)部其余空間采用六面體網(wǎng)格劃分。

表1 雙電極直流電弧爐的爐體尺寸Tab.1 Furnaces dimensions of dual-electrode DC arc furnace

圖6 爐體的網(wǎng)格劃分Fig.6 Grid division of the furnace

經(jīng)過網(wǎng)格劃分后的直流電弧爐爐體上的每個(gè)體積微元必須同時(shí)滿足質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒。

在具體求解計(jì)算時(shí)，從電磁場的分析開始，電磁場計(jì)算得到的結(jié)果用于計(jì)算焦耳熱功率的分布。電流流過熔池產(chǎn)生的焦耳熱功率和電弧產(chǎn)生的等效熱通量被同時(shí)加載到爐體中計(jì)算穩(wěn)態(tài)溫度場。固液分界面位置的溫度設(shè)定為氧化鎂熔點(diǎn)3 100K[24]，計(jì)算得到熔池。再次計(jì)算電流和電磁力的分布。最后電磁力和熱邊界條件被應(yīng)用到流場的計(jì)算中，整個(gè)過程被反復(fù)進(jìn)行，直至結(jié)果收斂。具體計(jì)算流程如圖7所示。

圖7 熔池溫度場的計(jì)算流程Fig.7 The calculation flow chart for the molten bath temperature field

根據(jù)圖8中熔池溫度場數(shù)值計(jì)算的空間分布可推測，經(jīng)過電弧高溫冶煉后的氧化鎂熔坨的形貌近似于一個(gè)橫截面為橢圓的拉伸體。兩個(gè)石墨電極的下方分別形成球形的高溫流動(dòng)區(qū)域。兩處最高溫度區(qū)都位于電弧的正下方，熔池的流動(dòng)讓熔坨四周的溫度分布趨于均勻。和文獻(xiàn)[23]中描述的三相交流電弧爐類似，直流電弧爐中的電磁攪拌作用同樣有助于熱量傳遞，從而快速形成熔池。計(jì)算時(shí)氧化鎂熔融時(shí)電導(dǎo)率的取值為2 270S/m[24]，從電極注入的電流設(shè)置為24kA，最終得到熔池的半長軸為1.04m，半短軸為0.70m，高度為1.30m，熔池上的壓降約為24V，熔池的等效電阻為1mΩ。文獻(xiàn)[25]對(duì)1 400kV·A容量的交流電弧爐在電流達(dá)到5.5kA時(shí)，測出熔池的電阻為3.7mΩ，而本文研究的容量3 000kV·A的雙電極直流電弧爐，由于工作電流較高，導(dǎo)致熔池截面積更大，熔池電阻更小，加熱效率也會(huì)有所提高。

圖8 熔池溫度場形貌Fig.8 Morphology of the temperature field for the molten bath

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

利用改造后的雙電極直流電弧爐冶煉菱鎂礦石生產(chǎn)氧化鎂，所選用礦石的品位與改造前交流電弧爐冶選擇的煉礦石品位保持一致。冶煉時(shí)，將直流電源的輸出電壓保持在150V，并設(shè)定冶煉電流為24kA。根據(jù)2.1節(jié)中理論計(jì)算的最大弧長，在冶煉過程中每次調(diào)整電極時(shí)，其下降高度不得超過11cm，這樣可以有效防止電極插入熔池導(dǎo)致電弧熄滅；提升電極時(shí)，電極底部距熔池液面不得超過11cm，這樣可以減少斷弧的發(fā)生次數(shù)。對(duì)于冶煉過程中填料位置的選擇，與改造前的交流電弧爐也存在差異：交流電弧爐每次填料都是在爐體周圍均勻布置；而改造后的直流電弧爐填料的位置則根據(jù)2.2節(jié)仿真計(jì)算中熔池的溫度場來確定，即優(yōu)先選擇兩電極周圍附近的最高溫區(qū)，其次選擇電極之間的次高溫區(qū)，最后填充由半長軸和半短軸確定的熔池橢圓形橫截面區(qū)域。

試生產(chǎn)結(jié)果表明，使用改造后的雙電極直流電弧爐能夠制備出氧化鎂晶體產(chǎn)品，而且產(chǎn)品中高純度晶體的含量明顯高于改造之前。表2為3 000kV·A雙電極直流電弧爐試生產(chǎn)氧化鎂的數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，表3為改造前的3 000kV·A交流電弧爐的生產(chǎn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，這些生產(chǎn)數(shù)據(jù)包括總產(chǎn)量（氧化鎂含量在95%以上的燒結(jié)物）、耗電量、電極消耗以及總產(chǎn)量中純度為98%以上的晶體含量等重要氧化鎂冶煉生產(chǎn)指標(biāo)。表4是兩種冶煉方式的生產(chǎn)數(shù)據(jù)對(duì)比。根據(jù)上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，利用改造后的雙電極直流電弧爐制備氧化鎂與傳統(tǒng)的利用交流電弧爐制備的方法相比，具有單爐產(chǎn)量高、單噸能耗低、電極損耗少和產(chǎn)品純度高等顯著優(yōu)勢。雖然直流電弧爐的初期投資高于交流電弧爐，但其冶煉氧化鎂的單噸能耗和電極消耗均低于同等容量的交流電弧爐，降低了氧化鎂的單噸冶煉成本，隨著產(chǎn)量的增加，直流電弧爐的總體生產(chǎn)效益最終將高于交流電弧爐。

表2 直流電弧爐生產(chǎn)數(shù)據(jù)Tab.2 Production data of DC arc furnace

表3 交流電弧爐生產(chǎn)數(shù)據(jù)Tab.3 Production data of AC arc furnace

表4 生產(chǎn)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.4 Comparison of the production data

本文在試生產(chǎn)中使用的爐殼仍是原交流電弧爐的爐殼，由于石墨電極的數(shù)目由3根減少到了2根，而且電極相對(duì)爐殼的布局位置也發(fā)生了改變，勢必會(huì)導(dǎo)致最終冶煉得到的氧化鎂熔坨的形貌發(fā)生根本變化，所以需要根據(jù)新的熔坨形貌重新設(shè)計(jì)爐殼尺寸。為了驗(yàn)證2.2節(jié)中利用有限元方法仿真得出的熔坨形貌的合理性，本文將每爐冶煉后熔坨的尺寸進(jìn)行了度量，表5將實(shí)際熔坨的測量尺寸與仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比對(duì)，圖9是試生產(chǎn)得到的氧化鎂熔坨。

表5 熔坨尺寸Tab.5 Dimensions of the molten lump

試生產(chǎn)結(jié)果進(jìn)一步表明，利用雙電極直流電弧爐冶煉得到的氧化鎂熔坨形貌近似于一個(gè)橫截面為橢圓的拉伸體，與仿真計(jì)算得到的熔池形貌一致，而且熔坨的尺寸（半長軸、半短軸、高度）也與在相同電流下仿真得到的尺寸相接近。可以推測，如果將爐殼的橫截面設(shè)計(jì)成橢圓形，且與仿真計(jì)算得到的熔坨尺寸相匹配，則會(huì)進(jìn)一步減少冶煉過程中不必要的熱能損耗，從而進(jìn)一步降低單噸能耗，提高冶煉效率。本文提出的熔池形貌仿真的方法可用于指導(dǎo)直流電弧爐爐體的尺寸設(shè)計(jì)。

相比交流電弧爐，直流電弧爐電弧連續(xù)、穩(wěn)定、噪聲小、電熱效率高[8]、性能優(yōu)越，但是造價(jià)較高，將三相交流氧化鎂冶煉電弧爐改造成相同容量的雙電極直流電弧爐，在提升氧化鎂冶煉品質(zhì)的同時(shí)，又最大限度地保留了原有交流電弧爐的機(jī)電結(jié)構(gòu)，降低了設(shè)備升級(jí)成本，也便于冶煉工人快速掌握直流電弧爐的操作流程，可以在短時(shí)間內(nèi)為生產(chǎn)企業(yè)創(chuàng)造效益，有助于直流電弧爐在氧化鎂冶煉行業(yè)的大范圍推廣。

圖9 雙電極直流電弧爐生產(chǎn)的氧化鎂熔坨Fig.9 Fused magnesia lump produced by dual-electrode DC arc furnace

4 結(jié)論

本文將一臺(tái)容量為3 000kV·A的交流電弧爐改造成雙電極直流電弧爐，并且定量分析了電弧爐在不同冶煉電流下的輸出電壓與最大弧長之間的關(guān)系，利用三維有限元的方法對(duì)氧化鎂熔池的形貌進(jìn)行仿真計(jì)算。并用數(shù)值計(jì)算得到的最大弧長與熔池的溫度場分布規(guī)律指導(dǎo)雙電極直流電弧爐的試生產(chǎn)，最終成功制備出了高純度的氧化鎂晶體。對(duì)比改造前后交直流電弧爐冶煉氧化鎂的生產(chǎn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，本文所提出的雙電極直流電弧爐冶煉氧化鎂的設(shè)備與工藝，在單爐產(chǎn)量、單噸能耗、單噸電極損耗以及晶體純度等方面，優(yōu)于改造前的傳統(tǒng)三相電弧爐，對(duì)傳統(tǒng)交流電弧爐氧化鎂冶煉車間的升級(jí)改造具有一定的參考價(jià)值。

[1] 張克從. 晶體生長[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 1981.

[2] 彭卉, 鄒舒, 付永生, 等. 沖擊負(fù)荷接入電網(wǎng)的電能質(zhì)量分析與治理方案研究[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2014, 42(1): 54-61. Peng Hui, Zou Shu, Fu Yongsheng, et al. Research ofthe power quality problem and treatment scheme for impact loads connected into power system[J]. Power System Protection and Control, 2014, 42(1): 54-61.

[3] 張峰, 何新, 楊麗君. 用于電能質(zhì)量分析的電弧爐仿真模型[J]. 電氣技術(shù), 2013, 14(7): 34-38. Zhang Feng, He Xin, Yang Lijun. The simulation models of electric arc furnace for analysis on quality of electric power[J]. Electrical Engineering, 2013, 14(7): 34-38.

[4] 段曉波, 朱明星, 胡文平, 等. 交流電弧爐SVC裝置2次濾波支路設(shè)計(jì)校核新方法[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2014, 42(1): 126-133. Duan Xiaobo, Zhu Mingxing, Hu Wenping, et al. Research on the design and check method of the secondary filter branch for SVC device of the AC arc furnace[J]. Power System Protection and Control, 2014, 42(1): 126-133.

[5] 付友, 王寧會(huì), 王志強(qiáng), 等. 基于噪聲信號(hào)的電弧爐冶煉氧化鎂運(yùn)行狀態(tài)分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(5): 15-22. Fu You, Wang Ninghui, Wang Zhiqiang, et al. Running state analysis of the electric arc furnace smelting magnesium oxide based on the noise signal[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(5): 15-22.

[6] Reynolds Q G. The dual-electrode DC arc furnacemodeling insights[J]. Journal of the Southern African Institute of Mining and Metallurgy, 2011, 111(10): 697-703.

[7] Kotze I J. Pilot plant production of ferronickel from nickel oxide ores and dusts in a DC arc furnace[J]. Minerals Engineering, 2002, 15(11): 1017-1022.

[8] 秦勤, 岳強(qiáng), 顧根華, 等. 雙電極直流電熔鎂埋弧電弧爐[J]. 東北大學(xué)學(xué)報(bào), 2003, 24(7): 685-688. Qin Qin, Yue Qiang, Gu Genhua, et al. DC submerged-arc furnace with twin electrodes for the fused magnesia production[J]. Journal of Northeastern University, 2003, 24(7): 685-688.

[9] Schoukens A, Abdellatif M, Freeman M. Technological breakthrough of the Mintek thermal magnesium process[J]. Journal of the South African Institute of Mining & Metallurgy, 2006, 106(1): 25.

[10] 佟玉鵬, 張雄, 張化光. 交流三相電熔鎂爐的最佳運(yùn)行分析[J]. 控制工程, 2007, 14(2): 205-208. Tong Yupeng, Zhang Xiong, Zhang Huaguang. Analysis of optimal operation about purifying magnesium oxide with three-phase AC electric smelting furnace[J]. Control Engineering of China, 2007, 14(2): 205-208.

[11] 司鵬, 張衛(wèi)軍, 池中源, 等. 基于極心圓直徑算法的電熔鎂爐研究[J]. 冶金能源, 2015, 34(2): 16-19. Si Peng, Zhang Weijun, Chi Zhongyuan, et al. Research of fused magnesia furnace based on electrode circle diameter algorithm[J]. Energy for Metallurgical Industry, 2015, 34(2): 16-19.

[12] 齊國超, 張衛(wèi)軍, 仝永娟, 等. 電熔鎂電弧爐爐體優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 冶金能源, 2010, 29(4): 34-36. Qi Guochao, Zhang Weijun, Tong Yongjuan, et al. Geometry size optimizing of fused magnesia arc furnace[J]. Energy for Metallurgical Industry, 2010, 29(4): 34-36.

[13] 吳志偉, 柴天佑, 付俊, 等. 電熔鎂爐熔煉過程的智能設(shè)定值控制[J]. 控制與決策, 2011, 26(9): 1417-1420. Wu Zhiwei, Chai Tianyou, Fu Jun, et al. Intelligent setpoints control of smelting process of fused magnesium furnace[J]. Control and Decision, 2011, 26(9): 1417-1420.

[14] 胡田, 唐任遠(yuǎn), 李巖, 等. 永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)三維溫度場計(jì)算及分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2013, 28(3): 122-126. Hu Tian, Tang Renyuan, Li Yan, et al. Thermal analysis and calculation of permanent magnet wind generators[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2013, 28(3): 122-126.

[15] 陳益廣, 鄭軍, 魏娟, 等. 舵機(jī)用永磁同步電機(jī)的設(shè)計(jì)與溫度場分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(14): 94-99. Chen Yiguang, Zheng Jun, Wei Juan, et al. Design of PMSM for actuator and its temperature field analysis[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(14): 94-99.

[16] 呂安強(qiáng), 李永倩, 李靜, 等. 光電復(fù)合海纜中光纖與導(dǎo)體溫度關(guān)系的有限元分析方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(4): 91-96. Lü Anqiang, Li Yongqian, Li Jing, et al. Finite element analysis method for temperature relationship between conductor and optical fiber in optic-electriccomposite submarine cable[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(4): 91-96.

[17] Reynolds Q G, Jones R J, Reddy B D. Mathematical and computational modelling of the dynamic behaviour of direct current plasma arcs[J]. Journal of the South African Institute of Mining & Metallurgy, 2010, 110(12): 733-742.

[18] Reynolds Q G, Jones R T. Twin-electrode DC smelting furnaces-theory and photographic test work[J]. Minerals Engineering, 2006, 19(3): 325-333.

[19] Wang Zhen, Wang Ninghui, Li Tie. Computational analysis of a twin-electrode DC submerged arc furnace for MgO crystal production[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2011, 211(3): 388-395.

[20] Li Tie, Wang Zhen, Wang Ninghui. Temperature field analysis and adaptive neuro-fuzzy inference system for MgO single crystal production[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2012, 27(6): 162-169.

[21] Jones R T, Reynolds Q G, Alport M J. DC arc photography and modeling[J]. Minerals Engineering, 2002, 15(11): 985-991.

[22] Bowman B, Jordan G R, Fitzgerald F. The physics of high-current arcs[J]. Journal of the Iron and Steel Institute, 1969, 207(6): 798-805.

[23] Wang Zhen, Fu You, Wang Ninghui, et al. 3D numerical simulation of electrical arc furnaces for the MgO production[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2014, 214(11): 2284-2291.

[24] Leu A, Ma S, Eyring H. Properties of molten magnesium oxide[J]. Proceedings of the National Academy of Sciences of the United States of America, 1975, 72(3): 1026-1030.

[25] 劉剛. 電熔氧化鎂爐弧壓系數(shù)與弧流系數(shù)的測定[J]. 工業(yè)加熱, 2002, 31(4): 39-42. Liu Gang. Determination of arc voltage and arc current coefficients of MgO smelting[J]. Industrial Heating, 2002, 31(4): 39-42.

Simulation and Experiment Investigation on a Dual-Electrode DC Arc Furnace with High Smelting Efficiency for MgO Production

Fu You1Wang Zhen2Wang Ninghui1
（1. School of Electrical Engineering Dalian University of Technology Dalian 116024 China 2. School of Innovation Dalian University of Technology Dalian 116024 China）

A 3 000kV·A three-phase AC arc furnace for MgO production has been elaborately refitted into a dual-electrode DC arc furnace with the same capacity. The relationship between the output voltage and the maximum arc length in different smelting currents has been studied. Meanwhile, the molten bath temperature field distribution was calculated by three-dimensional finite element simulation analysis method. High purity MgO crystals could be produced with the converted arc furnace. Additionally, the morphology of the molten MgO lump was similar to a tensile body with an elliptical cross section, which is consistent with the simulation results. Finally, the MgO smelting production data of DC arc furnace were compared with the data of AC arc furnace. The comparison results indicated that the dual-electrode DC arc furnace for smelting MgO has obvious advantages over the traditional three-phase AC arc furnace, from the views of energy consumption per ton, electrode loss as well as crystal purity. This paper has provided theoretical guidance and basis for the production of MgO with dual-electrode DC arc furnace.

DC arc furnace, magnesium oxide, energy consumption per ton, electrode loss

TM924

付 友 男，1988年生，博士研究生，研究方向?yàn)殡姽ば录夹g(shù)、電弧爐數(shù)學(xué)建模與控制技術(shù)。

E-mail: benjamin85100@126.com

王寧會(huì) 男，1954年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡姽ば录夹g(shù)與功率變換技術(shù)。

E-mail: ninghuiw@263.net（通信作者）

國家國際科技合作專項(xiàng)（2014DFR50880），中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金（DUT12RC（3）82、DUT16QY35）和國家自然科學(xué)基金（51604059）資助項(xiàng)目。

2016-03-10 改稿日期 2016-04-14