鋁合金燃?xì)馊刍癄t熱力學(xué)系統(tǒng)模型建立及應(yīng)用

肖 榕， 陳 石， 黃春鵬， 沈瑞庭

(東風(fēng)本田發(fā)動機(jī)有限公司， 廣州 510700)

鋁合金燃?xì)馊刍癄t熱力學(xué)系統(tǒng)模型建立及應(yīng)用

肖 榕， 陳 石， 黃春鵬， 沈瑞庭

(東風(fēng)本田發(fā)動機(jī)有限公司， 廣州 510700)

本文通過對鋁合金燃?xì)馊刍癄t熱力學(xué)平衡系統(tǒng)進(jìn)行分析和計算，建立鋁錠從投料塔進(jìn)入熔化室預(yù)熱、熔化、升溫、保溫的熱力學(xué)系統(tǒng)模型，解析燃?xì)庠阡X錠熔化過程中的各項參數(shù)，為生產(chǎn)工藝和節(jié)能改造提供模型數(shù)據(jù)支撐。

塔式熔化爐； 熱力學(xué)平衡系統(tǒng)； 鋁錠熔化； 生產(chǎn)工藝； 節(jié)能改造

我國的能源消耗高，能源利用率低，浪費(fèi)嚴(yán)重。工業(yè)爐能源年消耗總量約30多億噸標(biāo)準(zhǔn)煤，占全國總能耗的五分之一左右，是我國能源的一個大用戶，在工業(yè)爐發(fā)展的歷程中，節(jié)約能源幾乎是一個永恒的主題，始終受到最普遍的關(guān)注[1]。隨“節(jié)能、減排、降耗”壓力的不斷升級，通過“節(jié)能、減排、降耗”實現(xiàn)“精益生產(chǎn)”已成為鑄造行業(yè)發(fā)展共識[2]。所以，本著以“節(jié)約能源、提高效率、減少污染、降低成本”的基本原則，為了系統(tǒng)的管理工業(yè)爐的熔化熱力學(xué)系統(tǒng)，應(yīng)建立熔化熱力學(xué)系統(tǒng)模型，為生產(chǎn)工藝改善和節(jié)能改造提供理論支撐。

1 鋁合金燃?xì)馊刍癄t原理說明

1.1 熔化爐的構(gòu)造說明

鋁合金燃?xì)馊刍癄t主體結(jié)構(gòu)由三部分組成，分別為熔化爐的塔部、保持室和前爐，從而實現(xiàn)投料、精煉、保溫等作業(yè)步驟的集中熔化。

圖1 鋁合金燃?xì)馊刍癄t構(gòu)造圖

整體的設(shè)計熔化能力為1.3 t/h，設(shè)計及制造方由沈陽東大三建工業(yè)爐有限公司承建，該爐主要技術(shù)特點(diǎn)體現(xiàn)在將傳統(tǒng)塔式爐與平爐的優(yōu)缺點(diǎn)進(jìn)行有效互補(bǔ)，并通過節(jié)能技術(shù)的應(yīng)用，使整體的熔化效率、燒損率和熔化成本等方面的優(yōu)勢明顯[3]。

1.2 節(jié)能技術(shù)特點(diǎn)

熔化爐是利用投料裝置將鋁錠提升到熔化室的塔頂，通過投料口進(jìn)行投料，將排煙的高熱量用于預(yù)熱鋁錠，達(dá)到提高熱效率的作用，因此在熔化領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。

2 熔化爐熱力學(xué)系統(tǒng)分析及說明

鋁錠通過投料塔進(jìn)入熔化爐后，依次進(jìn)行爐氣預(yù)熱、熔化升溫、固液相變、鋁液升溫、鋁液保溫5個階段，達(dá)到鑄造工藝要求的溫度后進(jìn)行鑄造生產(chǎn)，如圖2所示。

圖2 鋁錠熔化路線圖

2.1 鋁錠預(yù)熱熱平衡

鋁錠通過投料塔投入熔化室后，熔化爐內(nèi)的高溫爐氣將熱量傳遞給鋁錠，實現(xiàn)升溫預(yù)熱熱平衡，如圖3所示。

圖3 鋁錠預(yù)熱示意圖

建立熱力學(xué)平衡方程如下[4-5]：

Q爐氣放熱=Q鋁錠吸熱

C爐氣m爐氣ΔT=C鋁錠m鋁錠ΔT

將相關(guān)參數(shù)帶入方程式后得到：

C爐氣ρ爐氣L爐氣(T爐氣-T排氣)=C鋁錠m鋁錠(TW-T室溫)

(1)

式中：C爐氣—爐氣的比熱容，1.619×103J/kg·K；

ρ爐氣—爐氣的密度，1.197 kg/m3；

L爐氣—爐氣的體積，m3；

T爐氣—爐氣的氣氛溫度，850 ℃；

T排氣—爐氣的排氣溫度，650 ℃；

C鋁錠—鋁錠的比熱容，963 J/kg·K；

m鋁錠—鋁錠的重量，kg；

Tw—鋁錠預(yù)熱溫度，℃；

T室溫—室溫溫度：25 ℃。

爐氣的使用量方程如下：

L(爐氣,x)=(L(熔化室,x)+L(液路室,x)+L(保持室,x))×b

(2)

式中：x—熔化能力，t/h；

L(爐氣,x)—熔化能力為x時的熔化室及保持室天然氣的使用量，m3；

L(熔化室,x)—熔化能力為x時的熔化室天然氣的使用量，m3；

L(液路室,x)—熔化能力為x時的液路室天然氣的使用量，m3；

L(保持室,x)—熔化能力為x時的保持室天然氣的使用量，m3；

b—燃?xì)獗壤禂?shù)。

根據(jù)天然氣燃燒反應(yīng)化學(xué)方程式，可得出：

1標(biāo)準(zhǔn)立方的天然氣，反應(yīng)之后可以得到11個標(biāo)準(zhǔn)立方的爐氣，故b=11。

2.2 鋁錠熔化熱平衡

鋁錠升溫至預(yù)熱溫度T1.4T后，通過熔化燒嘴的輻射傳熱繼續(xù)升溫至熔點(diǎn)Tm，之后經(jīng)過固液相變?nèi)刍癁殇X液，如圖4所示。

圖4 鋁錠熔化示意圖

建立熱力學(xué)平衡方程如下：

Q熔化放熱=Q鋁錠升溫

Q熔化燒嘴×A=C鋁錠m鋁錠ΔT+C鋁熔解m鋁錠

熔化爐在滿負(fù)荷工作狀態(tài)下(1.4t/h熔化能力時)，熔化燒嘴的功率為額定功率，產(chǎn)生的熱量用于熔化鋁錠。

W熔化燒嘴×A=C鋁錠m鋁錠(Tm-Tw)+C鋁熔解m鋁錠

(3)

式中：W熔化燒嘴—熔化燒嘴的熱功率，2.51×109J/h；

A—輻射吸收系數(shù)；

C鋁錠—鋁錠的比熱容，963 J/kg·K；

m鋁錠—鋁錠的重量，1.4×103kg；

Tm—鋁合金熔點(diǎn)，605 ℃；

Tw—鋁錠預(yù)熱溫度，℃；

C鋁熔解—鋁錠熔解時的比熱容，3.89×105J/kg·K[6]。

2.3 鋁液升溫?zé)崞胶?/h3>

在鋁合金達(dá)到熔點(diǎn)溫度605 ℃后，液路燒嘴將鋁液升溫至鋁液生產(chǎn)設(shè)定溫度740 ℃，并增加鋁液流動性能，使鋁液流至保持室進(jìn)行保溫待生產(chǎn)，該過程未達(dá)到額定功率，如圖5所示。

建立熱力學(xué)平衡方程如下：

Q液路爐氣=Q鋁液升溫

Q液路爐氣=C鋁錠m鋁錠ΔT

液路燒嘴的燃?xì)馊紵蟮臒崃浚礊橐郝窢t氣放出的熱量，那么

L(液路室,x)×q=C鋁液m鋁錠(740-Tm)

(4)

式中：L(液路室,x)—液路室的燃?xì)馐褂昧浚琋m3；

q—熱值換算量，35 564 KJ/Nm3；

C鋁液—鋁液的比熱容，1 188.5 J/kg·K；

m鋁錠—鋁錠的重量，1.4×103kg；

Tm—鋁合金熔點(diǎn)，605 ℃。

2.4 鋁液保溫?zé)崞胶?/h3>

鋁液在保溫的過程中，當(dāng)鋁液到達(dá)設(shè)定溫度后燒嘴熄火，待溫度低于設(shè)定之后再次啟動燒嘴加熱，燒嘴沒有達(dá)到額定功率，保持室和前爐的功能是對鋁液進(jìn)行保溫，燃?xì)馊紵蟮臒崃?，即為通過爐壁散失的熱量。

建立熱力學(xué)平衡方程如下：

Q燃?xì)?Q熱損失=L爐室×q

熔化爐起保溫作用的爐室有保持室和前爐，在保溫的過程中分別通過爐壁、排煙口、爐門口縫隙、打渣爐氣和爐渣散失熱量，如圖6所示。

圖6 鋁液保溫示意圖

Q熱損失=Q爐壁散熱+Q排煙熱損失+Q漏氣熱損失+Q打渣爐氣熱損失+Q出爐爐渣熱損失

方程合并之后為：

L保持室×q=Q爐壁散熱(保持室)+Q排煙熱損失+Q漏氣熱損失+Q打渣爐氣熱損失+Q出爐爐渣熱損失

(5)

L前爐×q=Q爐壁散熱(前爐)+Q排煙熱損失+Q漏氣熱損失+Q打渣爐氣熱損失+Q出爐爐渣熱損失

(6)

式中：L保持室—保持室的燃?xì)馐褂昧?，Nm3

L前爐—前爐的燃?xì)馐褂昧浚琋m3；

2.4.1 爐壁散熱

熔化爐的爐壁由耐火材料及保溫材料組成，主要作用是鋁液保溫，散熱損失方程如下：

Q爐壁散熱=3.6?εK(T爐壁-T室溫)S散熱面

Q爐壁散熱=Q爐頂+Q爐底+Q爐壁

式中： ?ε—外表面對空氣的總換熱系數(shù)，W/m2·℃；

K—換算系數(shù)[7]；

T爐壁—爐壁外表面溫度，℃；

S散熱面—散熱部位的面積，m2；

將數(shù)據(jù)帶入方程可得到：

Q爐壁散熱(保持室)=2.8×108J/h

Q爐壁散熱(前爐)=3.17×108J/h

2.4.2 排煙熱損失

熔化爐從排煙口排出的氣體溫度為650 ℃，這部分熱量以排氣的形式散失在空氣中，

Q排煙熱損失=C爐氣L爐氣T排氣=C爐氣(L爐室×b)T爐氣

將數(shù)據(jù)帶入方程可得到：

Q排煙熱損失(保持室)=1.093×107L保持室

Q排煙熱損失(前爐)=1.093×107L前爐

2.4.3 漏氣熱損失

熔化爐在保證天然氣和空氣中的氧氣完全反應(yīng)的基礎(chǔ)上，略微多通入2%的空氣，使?fàn)t內(nèi)的氣氛壓力略微大于爐外的大氣壓，防止冷空氣進(jìn)入后提高能耗，這時多通入的空氣會從縫隙排出，造成熱量損失。

Q漏氣熱損失=C爐氣(L爐室×b)×2%×T爐氣

將數(shù)據(jù)帶入方程可得到：

Q漏氣熱損失(保持室)=2.186×105L保持室

Q漏氣熱損失(前爐)=2.186×105L前爐

2.4.4 打渣爐氣熱損失

熔化爐中的鋁液需要進(jìn)行鋁合金精煉處理，打渣作業(yè)時爐門需要打開，爐氣的熱量會從爐門散失，

Q打渣爐氣熱損失=C爐氣(L爐室×b)t打渣T爐氣

式中：L打渣爐氣—打渣時排出的爐氣體積，Nm3；

S爐門—爐門部位的面積，m2；

S排煙口—排煙口部位的面積，m2；

t打渣—打渣時間，0.05 h；

將數(shù)據(jù)帶入方程可得到：

Q打渣爐氣熱損失(保持室)=3.28×105L保持室

Q打渣爐氣熱損失(前爐)=3.28×105L前爐

2.4.5 出爐爐渣熱損失

熔化爐中的鋁液在打渣作業(yè)后處于高溫狀態(tài)，會帶走鋁液的熱量，

Q出爐爐渣熱損失=(m打渣劑+m氧化物)C爐渣(740-T室溫)

式中：m打渣劑—投入的打渣劑重量，1.25 kg；

m氧化物—燒損氧化物的重量，6 kg；

C爐渣—爐渣的比熱容，0.96×103J/kg·K。

將以上數(shù)據(jù)帶入方程可得到：

Q出爐爐渣熱損失(保持室)=4.98×106J/h

Q出爐爐渣熱損失(前爐)=4.98×106J/h

2.5 熱力學(xué)系統(tǒng)方程建立及求解

當(dāng)熔化爐1.4 t/h熔化能力滿負(fù)荷時，將數(shù)據(jù)帶入前面6個熱力學(xué)平衡系統(tǒng)方程后建立方程組。

(1)爐氣預(yù)熱熱平衡方程:

C爐氣ρ爐氣L(爐氣,1.4T)(T爐氣-T排氣)=C鋁錠m鋁錠(T1.4T-T室溫)

L(爐氣,1.4T)=(70.6+L(液路室,1.4T)+L保持室)×11

(2)鋁錠熔化熱平衡方程:

W熔化燒嘴×A=C鋁錠m鋁錠(Tm-Tw)+C鋁熔解m鋁錠

(3)鋁液升溫?zé)崞胶夥匠?

L(液路室,1.4T)×q=C鋁液m鋁錠(74-Tm)

(4)鋁液保溫?zé)崞胶夥匠?

L保持室×q=Q爐壁散熱(保持室)+Q排煙熱損失+Q漏氣熱損失+Q打渣爐氣熱損失+Q出爐爐渣熱損失

L前爐×q=Q爐壁散熱(前爐)+Q排煙熱損失+Q漏氣熱損失+Q打渣爐氣熱損失+Q出爐爐渣熱損失

對以上6個方程組進(jìn)行求解后，可以得到當(dāng)熔化爐1.4t/h熔化能力滿負(fù)荷時的參數(shù)：

L(爐氣,1.4T)=13.36 Nm3；

T1.4T=969.87 Nm3；

L(液路室,1.4T)=6.32 Nm3；

L保持室=11.85 Nm3；

A=37.77 %；

L前爐=13.36 Nm3。

3 熱力學(xué)系統(tǒng)模型建立

根據(jù)系統(tǒng)模型所需要的參數(shù)，通過選擇熔化能力、爐壁表面溫度等數(shù)據(jù)錄入到該系統(tǒng)，可以自動運(yùn)算得出熔化爐生產(chǎn)過程中的燃?xì)馐褂昧康葦?shù)據(jù)，模擬系統(tǒng)如圖7所示。

圖7 鋁合金燃?xì)饽茉聪哪M計算系統(tǒng)

模擬計算流程如下：

(1)建立熔化爐熔化熱力學(xué)模型系統(tǒng)；

(2)熔化爐相關(guān)參數(shù)確認(rèn)；

(3)熔化爐參數(shù)錄入；

(4)燃?xì)馐褂昧坑嬎恪?/p>

4 能耗模型實際應(yīng)用說明

4.1 熔化能力滿負(fù)荷能耗模擬

熔化爐熔化能力為：1.4 t/h，鋁液需求量：0.6 t/h，熔化爐沒有達(dá)到滿負(fù)荷生產(chǎn)。鋁錠投入后無預(yù)熱，是受熔化燒嘴的熱量進(jìn)行升溫并熔化，如圖8所示。

圖8 熔化能力滿負(fù)荷能耗示意

將相關(guān)參數(shù)錄入《熔化爐能源消耗模擬計算系統(tǒng)》，如圖9所示。

圖9 熔化能力滿負(fù)荷參數(shù)

通過消耗模擬計算系統(tǒng)計算得到：

L熔化室：44.8 Nm3；

L液路室：8.19 Nm3；

L保持室：22.3 Nm3;

L前爐：25.51 Nm3。

對0.6 t/h鋁液需求量能源消耗計算統(tǒng)計，2015年10月到2016年1月生產(chǎn)天數(shù)共104天，燃?xì)夂牧繛?54 592.9 Nm3，模擬燃?xì)夂牧繛?61 726.4 Nm3，差異率為2.80%。

4.2 熔化爐大修能耗模擬

低壓1.3T熔化爐導(dǎo)入至今快8年了，爐體材料損壞嚴(yán)重，保溫性能下降，需要進(jìn)行爐體材料大修改善，損壞現(xiàn)狀如圖10所示：

圖10 熔化爐損壞現(xiàn)狀

將相關(guān)參數(shù)錄入《熔化爐能源消耗模擬計算系統(tǒng)》，如圖11所示。

圖11 熔化爐大修參數(shù)

通過消耗模擬計算系統(tǒng)計算得到：

L熔化室：44.8 Nm3；

L液路室：8.19 Nm3；

L保持室：18.77 Nm3；

L前爐：21.47 Nm3。

對爐體材料大修后能源消耗計算統(tǒng)計，2016年3月到4月生產(chǎn)天數(shù)共47天，燃?xì)夂牧繛?23 645 Nm3，模擬燃?xì)夂牧繛?22 243.1 Nm3，差異率為-1.13%。

4.3 熱電偶位置改善能耗模擬

熱電偶位于出鋁口的位置，由于受鋁渣氧化物的影響，檢測溫度與實際溫度存在差異。將熱電偶的位置進(jìn)行更改，直接從爐壁斜插入鋁液中進(jìn)行測量，如圖12所示。

圖12 熱電偶位置改善示意

將相關(guān)參數(shù)錄入《熔化爐能源消耗模擬計算系統(tǒng)》，如圖13所示。

圖13 熱電偶位置改善參數(shù)

通過消耗模擬計算系統(tǒng)計算得到：

L熔化室：43.68 Nm3；

L液路室：6.32 Nm3；

L保持室：18.77 Nm3；

L前爐：21.47 Nm3。

對熱電偶位置改善后能源消耗計算統(tǒng)計，2016年5月到8月生產(chǎn)天數(shù)共105天，燃?xì)夂牧繛?48 156.6 Nm3，模擬燃?xì)夂牧繛?43 435.3 Nm3，差異率為-1.9%。

5 總結(jié)

通過使用熔化爐熔化熱力學(xué)平衡模型系統(tǒng)進(jìn)行分析計算，得出以下結(jié)論：

(1) 通過對鋁合金燃?xì)馊刍癄t的熱力學(xué)系統(tǒng)進(jìn)行分析，解析輻射吸收系數(shù)等相關(guān)參數(shù)，可以建立鋁合金燃?xì)馊刍癄t系統(tǒng)模型。

(2) 熔化爐熔化熱力學(xué)平衡模型系統(tǒng)模擬值與實際的設(shè)備能耗值基本相等，差異率在±3%以內(nèi)，模型數(shù)據(jù)基本準(zhǔn)確。

(3) 應(yīng)用熔化爐熔化熱力學(xué)平衡模型系統(tǒng)可以對設(shè)備大修維護(hù)、生產(chǎn)工藝改善和節(jié)能改造等提供數(shù)據(jù)模型支撐。

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Establishmentandapplicationofthethermodynamicsystemmodelforaluminumalloygasfurnace

XIAO Rong, CHEN Shi, HUANG Chun-peng, SHENG Rui-ting

The paper establishes the thermodynamic system model for preheating, melting, heating-up and heat preservation of aluminum ingot from feeding tower to the melting room through analysis and calculation of the thermodynamic balance system of the aluminum alloy gas melting furnace. The paper analyzes parameters of gas during the aluminum ingot melting process to provide model data and technical support to modification of the production process and energy conservation.

tower-type melting furnace; thermodynamic balance system; aluminum ingot melting; production process; energy-conservation modification

TF821

B

1672-6103(2017)06-0020-05

肖 榕(1984—)，男，貴州貴定人，本科，工程師，主要從事鋁合金鑄造方面的技術(shù)工作。

2016-11-24