鋁電解槽打殼氣缸周圍磁場的測試及屏蔽設計

陳 橋 韓 沖 張 玉

（東北大學材料與冶金學院，遼寧 沈陽110819）

目前，鋁電解工業上應用的鋁電解槽打殼氣缸，在打殼過程中行程固定，易造成打殼錘頭“長包”或者被鋁水腐蝕等問題。針對這一系列問題，一種可控行程鋁電解槽打殼系統被應用于鋁電解生產［1］。在該可控行程打殼氣缸的外缸筒上安裝磁性控制開關作為行程控制開關，行程控制開關用來檢測打殼氣缸行程的位置，控制打殼氣缸的往復運動，其感應強度最低為10Gs。在進行鋁電解生產時，電解槽內的直流電流會產生磁場，使得鋁電解槽上方的打殼氣缸周圍存在大量復雜的直流磁場。可控行程打殼系統的正常運行會受到直流磁場影響。因此，測試電解槽上方打殼氣缸周圍的磁場分布情況，并根據磁場分布情況選取合適的磁場屏蔽方案，是該可控行程打殼系統能夠正常運行需要解決的問題。

1 目前關于鋁電解槽磁場分布的研究

鋁電解過程中有巨大的直流電流經過鋁母線、陽極、熔體、陰極等部位，因此，產生了高達數百高斯的強磁場。隨著電解槽向大型化發展，電解槽容量逐漸增大，磁場穩定性成為大型電解槽的核心問題之一，這使得對鋁電解槽磁場的計算和研究愈顯重要。國內外鋁冶金工作者對鋁電解槽磁場的研究做了大量的工作，但是現有的電解槽磁場計算方法仍不夠完善，還存在一些不足，這使得計算結果與實際測量結果有較大的差距。因此，多年來人們一直在不斷地努力完善電解槽的計算方法，以便在設計電解槽時，盡可能準確地計算出鋁電解槽的磁場分布，并通過優化母線配置，使磁場的不良影響降到最低。

劉杰，李劼等人［2］使用有限元法建立了鋁電解槽三維靜電磁場耦合計算模型。該模型考慮了槽內導體、母線系統、鐵磁材料及空氣漏磁等因素對磁場解析的影響；采用六面體單元對模型進行網格劃分；先求解得到電場結果，再在該結果基礎上采用常規標量法（GSP）分三步對磁場進行求解。以350kA預焙陽極鋁電解槽為例，分別計算了同廠房中不同相鄰槽數和不同的相鄰廠房對磁場的影響情況，發現上下游各選用3臺相鄰槽和兩側都有相鄰廠房的設計較為合理，并用在此條件下建立的模型計算并優化了該電解槽系列的電磁場分布情況，得出垂直磁場范圍在-2.87×10-3T-2.15×10-3T之間，并與工廠實際測量得到的結果進行對比，數值接近，證明了模型和結果的合理性。

胡紅武，孫康健［3］通過理論研究，建立400kA預焙陽極鋁電解槽穩態電場和磁場模型，使用有限元法對模型進行數值求解，然后依據電解槽磁流體穩定性條件，得到400kA電解槽磁場分布計算結果,并且通過現場測試，對400kA電解槽磁場分布進行驗證，表明模型計算結果較為準確。

阮紹勇［4］對磁場的計算方法、采用的數學模型和計算步驟進行了論述。使用有限元法建立了鋁電解槽三維靜電磁場計算模型,該模型充分考慮了鐵磁物質等因素對磁場解析的影響。以某廠320kA為例，論證了選取上下游5臺槽進行計算較為合理，將計算結果與實測值進行比較，數值接近，驗證了模型和結果的合理性。

目前，很多學者對鋁電解槽內的磁場做了大量研究，但是電解槽上方打殼氣缸周圍的磁場分布情況還極少被涉及。為解決可控行程電解槽打殼氣缸的問題，我們對電解槽上方打殼氣缸周圍磁場進行了測試分析。

2 電解槽上方打殼氣缸周圍磁場測試與分析

2.1 電解槽上方打殼氣缸測試點的選取

以某鋁廠350kA系列鋁電解槽為例，使用美國F.W.BELL公司生產的SYPRIS7030精密高斯計測試該系列鋁電解槽上方打殼氣缸周圍的磁場分布情況。SYPRIS7030精密高斯計基于霍爾效應原理進行磁場測量，采用霍爾傳感器作為磁感應元件測量物體空間上一個點的靜態或動態（交流）磁感應強度，物體磁力線穿過霍爾傳感器產生電流電壓，主設備上面顯示測試點的磁感應強度和分量方向。每一個測試點的磁場方向可分為三個分量矢量，因此，需要對x軸，y軸以及z軸方向進行定義。測量數據以直角坐標系表示，坐標原點取在電解槽出鋁端上表面中心點，z軸垂直向上為正，y軸由進電側A面指向出電側B面，按右手定則確定x軸方向。這樣，如果背向整流所而面向電解槽車間且右手為系列電流正極，則x軸正方向指向出鋁端；反之，如果右手為系列電流負極，則x軸正方向指向煙道端。對于本次測試鋁廠的350kA系列，屬于第二種情況。因此，本次測試x軸正方向指向煙道端，如圖1所示。在該電解槽上方從出鋁端至煙道端共5個打殼氣缸，依次取1#、2#、3#、4#、5#，每個打殼氣缸垂直方向按氣缸總高均分為等高的h1、h2和h3三個測試平面，每個測試平面取8個等距測試點，使用精密高斯計對各點磁場進行檢測。

2.2 同一氣缸不同測試點的磁場方向

表1為1#氣缸不同測試點的磁場方向，由表1中可以看出，在不同測試平面的同一測試點上磁場方向基本一致，而不同測試點的方向皆不相同。這是因為在鋁電解過程中，電解電流會產生低頻直流磁場，而在直流磁場中，同一點的磁力線方向是不變的。所以在同一氣缸上同一點的磁場方向是一致的，而在不同點上的磁場方向是不同的。2#至5#氣缸不同測試點的磁場方向規律與1#氣缸是一致的。

2.3 不同氣缸同一測試點處的磁場方向

圖1 某鋁廠350kA系列鋁電解槽打殼氣缸磁場測試點分布示意圖

表2為5個不同氣缸，測試點1的磁場方向，由表2可以看出不同氣缸同一測試點上的方向基本一致。電解車間磁場主要由直流電流產生疊加而成，根據安培定則，周圍的磁場方向是繞母線逆時針方向，所以母線的配置方式直接影響磁場的分布。通過合理配置母線,使產生的磁場相互補償,就可以使整體磁場減小并均勻分布。電解槽陰極母線基本對稱的分布于槽體兩側,并且電流基本相同,它們產生的磁場會相互抵消而減弱。這樣分布的電流能有效地補償槽內磁場分布,起到平衡的作用。所以各個氣缸同一測試點的磁場方向基本相同，保持整體一致性。

2.4 打殼氣缸周圍的磁場強度

表3中所列為1-5#打殼氣缸各測試點的磁場強度。可以看出電解槽出鋁端和煙道端的氣缸周圍磁場強度相對較大，其中最大值出現在1#氣缸h1平面測試點5處，為388高斯。這是因為母線越靠近出鋁端匯聚的電流越多,因而疊加的磁場越強。當所有電流全部匯聚時,磁感應強度出現最大值。對比所有氣缸三個平面上1-8測試點磁場強度，分別取三個平面上8個測試點的磁場強度最大值，如表4所示。通過表4發現3測試點處的磁場強度最大值小于其他測試點。因此，分析認為氣缸的測試點3處可作為理想的屏蔽設備安放點。

3 磁場屏蔽方案的設計

3.1 磁場屏蔽原理

電解鋁車間的磁場是由超大直流電流產生的。在鋁電解過程中，電解槽通過數十萬安培的電流，直流電流會在周圍產生很強的磁場，產生的磁場會使控制系統中的磁敏感器件失靈甚至無法使用。

直流電流產生的磁場屏蔽措施主要依賴于高磁導率材料所起到的磁分路作用，利用鐵、硅鋼片、坡莫合金等高磁導率特性對干擾磁場進行磁場分路。如圖2所示，屏蔽體C由高磁導材料構成，屏蔽了磁場A對磁敏感器件B的干擾。

3.2 磁場屏蔽方案的設計

3.2.1 磁場屏蔽材料的選取

可控行程打殼氣缸的行程控制開關響應磁場強度為10Gs，根據現場測試數據得知，打殼氣缸周圍磁場除幾個測試點磁場強度小于10Gs外，其余各測試點磁場強度均大于10Gs，而這樣會干擾和影響可控行程打殼氣缸的正常運行，所以需要設計行程控制開關屏蔽裝置將開關周圍的磁場屏蔽，以達到可控行程氣缸正常運行的要求。

表2 5個氣缸不同測試平面測試點1磁場方向數據（單位：°）

表3 1-5#氣缸各測試點磁場強度（單位：Gs）

表4 三個平面各測試點磁場強度最大值（單位：Gs）

圖2 磁場屏蔽示意圖

表5 常用屏蔽材料的磁導率飽和值

對于屏蔽體來說，所選擇的材料的類型對其性能和成本影響極大。屏蔽材料要根據磁導率和磁飽和強度的綜合性能進行選擇。表5給出了最常用的屏蔽材料的磁導率和飽和強度。

從表5中可以看出鐵鎳合金（48%鎳）的磁導率和飽和強度綜合性能最高，所以選擇鐵鎳合金（48%鎳）作為屏蔽材料。

3.2.2 磁場屏蔽裝置的設計

將屏蔽前某點的場強與屏蔽后該點的場強之比定義為磁屏蔽效能，磁屏蔽效能通用公式如式（1）［5］。

式中:S0為某點的磁屏蔽效能；H0為屏蔽前某點的磁場強度（Gs）；HT為屏蔽后該點的磁場強度（Gs）。

為了能達到對氣缸周圍磁場完全屏蔽的要求，選擇氣缸周圍磁場強度最高值388Gs作為H0，而可控行程打殼氣缸的行程控制開關響應磁場強度為10Gs作為HT，將數據帶入式（1）可求得使行程控制開關正常工作的理論屏蔽效能S0為32。

從表1、表2給出的磁場方向角度數據可以看出，打殼氣筒周圍磁場以X、Y分量矢量方向為主，表明打殼氣缸周圍磁場方向基本為近似垂直于氣缸缸體，且同一測試點上的方向基本相同。而可控行程打殼氣缸的行程控制開關，需要垂直于氣缸缸體放置，因此氣缸周圍磁場方向與行程控制開關近似平行，并且行程控制開關為長方體形，所以對可控行程打殼氣缸行程控制開關的屏蔽體設計應該以磁場與屏蔽體軸線平行的模型作為基礎條件，文獻［6］中對磁場與屏蔽體軸線平行的模型中屏蔽體為長方體形的屏蔽效能公式進行了推導，得到了該模型下屏蔽效能公式，如式（2）。通過得到的磁場方向角度數據分析證明該公式適用于行程控制開關的屏蔽設計。

μ0為空氣的磁導率；μs為磁屏蔽材料的磁導率；

a為磁屏蔽體的厚度（mm）；b為空氣間隙厚度（mm）；c為屏蔽體橫截面邊長（mm）。

從式（2）可以看出，磁屏蔽效能除與屏蔽材料的磁導率有關外，還與屏蔽體的厚度、大小有關。減小屏蔽體截面長度c，即縮小屏蔽體體積，可以提高屏蔽體的屏蔽效能；增大屏蔽體厚度a、空氣間隙b可提高屏蔽體屏蔽效能，但從縮小屏蔽體體積方面考慮，僅要求被屏蔽物不要緊靠屏蔽壁，留有一適當間隙，通常?。?/p>

圖3為磁屏蔽效能S與變量a，b，c之間的關系曲線圖。由圖3可看出：屏蔽體截面邊長c與屏蔽效能S關系曲線相較空氣間隙b與S的關系曲線更陡，說明c的大小起主要影響作用，則該屏蔽裝置的空氣間隙厚度b取小值即：

圖3 磁屏蔽效能S與變量a,b,c的關系曲線簡圖

本實驗采用的行程控制開關尺寸為12mm×12mm×30mm，則屏蔽體橫截面長度c、屏蔽體長l可表示為：

根據經驗，壁厚a計算公式如下：

式中，A為磁場強度衰減率；μs為磁屏蔽材料的起始磁導率。

由表4可得知，鐵鎳合金（48%鎳）的起始磁導率μ為12，000；根據現場測試，外界最大干擾磁場強度為388Gs，磁性開關正常工作時外界磁場要小于10Gs，即衰減率達到40時可滿足要求?？紤]到誤差等因素，為安全操作衰減率A取100。

式（4）（5）（7）聯立可解得：

a=0.13mm

為確保安全使用，同時考慮到加工方便，a取0.5mm。將a值分別代入式（3-17）可解得：

c=16.25mm

為了加工方便取c=16.00mm，將a、c值代入式（3-5）可得：

b=1.5mm

將a、b值代入式（3-6）可解得：

l=32mm

已知空氣相對磁導率μ0=1，將各已知數據帶入公式（3-2）可得到屏蔽體的屏蔽效能S0=98。顯然屏蔽體實際屏蔽效能遠大于行程控制開關正常工作時的理論屏蔽效能，而且選取屏蔽的磁場強度為打殼氣缸周圍磁場強度最大的數值，所以打殼氣缸上任意測試點上的理論屏蔽效能均低于實際設計值，表明該磁場屏蔽方案理論可行。

通過對打殼氣缸周圍磁場強度的分析，我們選擇了各個氣缸中磁場強度最小的3測試點，即與電流方向一致靠近進電端的測試點作為安裝點，在不同測試平面h1、h2和h3分別安裝行程控制開關及屏蔽設置，進行對比試驗。安裝示意圖如圖4所示。

經過現場24小時不間斷運行，各個位置上被屏蔽的行程控制開關均能正常作用，達到行程控制的目的。表明經過理論計算設計出的屏蔽設備能有效地將行程控制開關外的磁場進行屏蔽，達到了預期效果。

4 結論

本研究中使用SYPRIS7030精密高斯計測試了某350kA系列鋁電解槽打殼氣缸周圍磁場的分布情況，測試結果表明了電解槽上方不同放置點的打殼氣缸的基本磁場方向和磁場強度，得出了靠近出鋁端打殼氣缸磁場強度最大，最大值為388Gs的結論，并選出了打殼氣缸上磁場強度最小的點作為行程控制開關的安裝位置。利用磁場測試結果，設計了一套以鐵鎳合金（48%鎳）作為材質的磁場屏蔽裝置。經過現場測試，將行程控制開關放入屏蔽裝置內，并安裝在氣缸指定位置上，可以有效地屏蔽打殼氣缸周圍的磁場干擾，達到了可控行程氣缸正常運行的要求。

圖4 h2平面行程控制開關及屏蔽體安裝示意圖

［1］王兆文，侯劍峰，高炳亮，石忠寧，胡憲偉.一種用于鋁電解槽的打殼裝置，中國CN203049050U，2013-07-10.

［2］劉杰，李劼，賴延清，等.350kA預焙陽極鋁電解槽磁場分布研究［J］.礦冶工程，2008，28（3）：71-75.

［3］胡紅武，孫康健.400kA預焙鋁電解槽磁場分布應用研究［J］.輕金屬，2011（增刊）.

［4］阮紹勇.20kA預焙陽極鋁電解槽磁場分布研究［J］.有色金屬設計，2010，37（2）：18-20.

［5］趙啟博，姚臘紅，王向欣.磁導率與厚度因素對磁屏蔽效能的影響［J］.武漢工程職業技術學院學報，2008，20（2）：13-21.

［6］王曉蔚.直流大電流傳感器屏蔽問題的分析與研究［D］，武漢：華中科技大學，2007.