用于高效冶煉氧化鎂的雙電極直流電弧爐的仿真與實驗

付 友王 振王寧會

（1. 大連理工大學電氣工程學院 大連 116024 2. 大連理工大學創新實驗學院 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驗

付 友1王 振2王寧會1

（1. 大連理工大學電氣工程學院 大連 116024 2. 大連理工大學創新實驗學院 大連 116024）

將一臺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系。同時，采用三維有限元法對氧化鎂熔池的溫度場分布進行仿真分析，得出熔池溫度場的分布規律。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數據，結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，均優于傳統的三相交流電弧爐。本文工作為采用雙電極直流電弧爐生產氧化鎂提供了理論指導和依據。

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。其結構致密、抗渣性強、熱振穩定性好，是一種優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量約有80億噸，占世界總量的1/4，是名副其實的鎂資源大國，提高鎂制產品的技術含量，增加其科技附加值，對于我國鎂資源的開發和利用具有重大意義。工業上廣泛使用三相交流電弧爐大規模冶煉電熔氧化鎂，其優點是初期投資低、工藝簡單、操作容易、便于大規模生產[1]；缺點是熱效率低、產品質量差、產率低、電極消耗多、電壓波動大、對電網沖擊嚴重且噪聲大[2-5]。隨著技術的進步，大功率直流電弧爐開始應用于工業生產，該技術能夠更好地克服上述不利因素，已經成為一些冶金行業的主流[6,7]。秦勤等搭建了功率80kW，單爐產量10kg的小型實驗性氧化鎂冶煉直流電弧爐[8]；南非的A. Schoukens等建造了功率850kW，每小時生產75～85kg氧化鎂的直流電弧爐試生產車間[9]。但是大容量直流電弧爐冶煉氧化鎂的實際生產研究還比較少見，目前文獻中所記載的利用直流電弧爐冶煉氧化鎂的設備與工藝，還不能完全替代交流電弧爐實現氧化鎂的大規模工業制備。

根據電弧爐冶煉氧化鎂的生產經驗，電弧爐的電極半徑、極間距、電弧弧長和爐體尺寸等參數對冶煉效果均有影響，如果電極半徑、極間距和爐體尺寸設計不合理，電極升降操作與冶煉弧長不匹配，將導致原料無法在熔池中充分熔融或導致電極下方熔池的溫度過高，從而出現局部過冷或過熱現象，直接影響產品質量[10-12]。吳志偉、柴天佑等提出了基于案例推理、迭代學習、PI控制、神經網絡和規則推理的參數混合智能設定方法來獲取合理的電極間距和電極半徑[13]。針對直流電弧爐爐殼尺寸的設計，需要由電極間距、電極半徑、操作電壓和注入電流等參數來確定電弧爐內溫度場分布規律，從而推測氧化鎂熔坨的形貌，進而確定相應的爐殼尺寸。目前，對電弧爐內溫度場分布的計算普遍采用有限元法，基于有限元的數值計算方法具有精度高、邊界適應性好等優點，在各種電氣設備溫度場的計算中廣泛使用[14-16]。南非的Q. G. Reynolds等針對雙電極直流電弧爐進行仿真，得出了電弧的溫度分布特征[17,18]。王振等針對1 500kV·A容量的直流埋弧爐制備氧化鎂的物理過程進行了數值模擬分析，通過磁流體力學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]。

本文對一臺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行仿真分析，估算了冶煉操作時的最大弧長與熔池形貌。通過試生產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果一致。改造后的直流電弧爐在制備氧化鎂的單爐產量、單噸能耗、單噸電極損耗以及晶體純度等方面均優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三相交流電弧爐工業化生產氧化鎂提供了依據。

1 直流電弧爐冶煉氧化鎂的設備與工藝

1.1 直流電弧爐冶煉氧化鎂的設備

本文將一臺容量為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，電極升降控制系統可以實現電極的升降，經整流器輸出的直流電源的電壓調節范圍是0～150V，通過控制整流器中晶閘管的觸發延遲角可實現冶煉電流的恒流控制，根據變壓器容量以及生產經驗，冶煉電流的設定值為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械結構主要包括可移動爐底、爐殼、石墨電極、電極把持器、水冷導電橫臂、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械結構Fig.2 Mechanical structure of a dual-electrode DC arc furnace

為了滿足電極升降操作的需要，兩根水冷導電橫臂被掛在懸梁上并配有兩組獨立的升降機構。帶有自張緊機構的水冷銅質電極把持器用來完成對電極的夾緊與釋放，同時還作為良導體將電流導入電極。該把持器在受熱膨脹時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，同時避免了把持器局部過熱的現象。圖3是其中一組石墨電極升降裝置的結構示意圖。

圖3 電極升降機構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械結構上不需大規模的改動，只需將現有的交流電弧爐的導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，然后啟動電源，在兩根電極之間產生電流，逐漸增大電流，當石墨碎塊燒蝕后，稍抬起兩根電極，則兩根電極與底料之間產生電弧。當電弧產生后，電極下方的底料會首先熔化，從而形成熔池。當熔煉一段時間后，向熔池中加入更多的礦石，并同時提升電極，當礦石熔化之后，熔池上漲，再次提升電極，再同時向熔池中添加礦石，使得熔池持續上漲，在溫度場和電磁場的作用下熔池之中的雜質向爐殼邊緣擴散，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，當熔池液面上升到爐殼頂部的時候，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]。待熔池冷卻結晶后，將爐殼提起，沒有結晶的礦石滑落，露出熔池結晶后形成的氧化鎂熔坨。破開熔坨，然后進一步破碎、分揀得到最終的氧化鎂晶體，圖4為冶煉過程中的現場情況。

圖4 氧化鎂冶煉現場Fig.4 The scene of the MgO smelting

2 直流電弧爐冶煉氧化鎂的理論計算

弧長和熔池的形貌是氧化鎂冶煉的兩個關鍵參數。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冶煉操作中填料位置的選擇和爐殼尺寸設計。

2.1 電弧的弧長計算

雙電極直流電弧爐主要依靠電弧產生的高溫有效加熱，其中一個石墨電極為陽極，另一個石墨電極為陰極。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域產生，經過熔池形成回路[10]。根據文獻[21,22]，在電弧穩定燃燒時，石墨電極向熔池發射電弧的弧壓、弧流和弧長之間的關系為

其中

式中，Ua是電弧電壓；Ia是電弧電流；ρa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。

通過攝像機觀察兩根電弧的形態[19]和現場破殼后的熔坨的形貌發現，兩根電極向熔池中發射電弧的情況極為類似，因此可以假設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；Rs為石墨電極、電極把持器、水冷導電橫臂、柔性水冷母線和母排上的的總電阻，即短網電阻。

對于本文實驗采用的容量為3 000kV·A的直流電弧爐，實驗測得短網電阻Rs=2mΩ，取jk=3 500A/cm2，ρa=0.014Ω/cm[18]，忽略冶煉初期的熔池電壓降，根據式（1）～式（6）計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，由于電弧爐短網電阻的分壓作用，冶煉電流越大，弧長越短。根據實驗中的直流電弧爐的電源電壓調節范圍（0～150V），以及冶煉時設定的電流值（23.5～24kA），判斷出冶煉中的最大弧長不會超過11 cm。

圖5 不同冶煉電流下輸出電壓與最大弧長的關系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縮短冶煉時間是有利的，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，如果要同時保持較大的弧電流，由于電弧爐輸出功率的限制，應該相應地調節電極，逐漸縮短電弧的長度，電弧電壓也會逐漸降低，同時注入熔池的電流會相應增大，大電流流過熔池產生電磁攪拌效應還會有利于雜質向爐體邊緣擴散，提高產品純度。

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氧化鎂熔池的溫度場分布進行計算。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[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態耦合場的磁流體數學模型。首先，根據表1中的實驗電弧爐的爐體尺寸建立爐體的三維幾何模型，根據電極和爐體的直徑進行網格劃分，如圖6所示，爐體的網格劃分具體分為兩部分：電極下方的圓柱形投影區域和爐體內部其余的空間。圓柱形投影區域采用四面體網格填充；爐體內部其余空間采用六面體網格劃分。

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 爐體的網格劃分Fig.6 Grid division of the furnace

經過網格劃分后的直流電弧爐爐體上的每個體積微元必須同時滿足質量守恒、動量守恒和能量守恒。

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

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

根據圖8中熔池溫度場數值計算的空間分布可推測，經過電弧高溫冶煉后的氧化鎂熔坨的形貌近似于一個橫截面為橢圓的拉伸體。兩個石墨電極的下方分別形成球形的高溫流動區域。兩處最高溫度區都位于電弧的正下方，熔池的流動讓熔坨四周的溫度分布趨于均勻。和文獻[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。計算時氧化鎂熔融時電導率的取值為2 270S/m[24]，從電極注入的電流設置為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[25]對1 400kV·A容量的交流電弧爐在電流達到5.5kA時，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，導致熔池截面積更大，熔池電阻更小，加熱效率也會有所提高。

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

3 實驗結果及分析

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，將直流電源的輸出電壓保持在150V，并設定冶煉電流為24kA。根據2.1節中理論計算的最大弧長，在冶煉過程中每次調整電極時，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致電弧熄滅；提升電極時，電極底部距熔池液面不得超過11cm，這樣可以減少斷弧的發生次數。對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2.2節仿真計算中熔池的溫度場來確定，即優先選擇兩電極周圍附近的最高溫區，其次選擇電極之間的次高溫區，最后填充由半長軸和半短軸確定的熔池橢圓形橫截面區域。

試生產結果表明，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品，而且產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氧化鎂的數據統計，表3為改造前的3 000kV·A交流電弧爐的生產數據統計，這些生產數據包括總產量（氧化鎂含量在95%以上的燒結物）、耗電量、電極消耗以及總產量中純度為98%以上的晶體含量等重要氧化鎂冶煉生產指標。表4是兩種冶煉方式的生產數據對比。根據上述實驗結果可知，利用改造后的雙電極直流電弧爐制備氧化鎂與傳統的利用交流電弧爐制備的方法相比，具有單爐產量高、單噸能耗低、電極損耗少和產品純度高等顯著優勢。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，隨著產量的增加，直流電弧爐的總體生產效益最終將高于交流電弧爐。

表2 直流電弧爐生產數據Tab.2 Production data of DC arc furnace

表3 交流電弧爐生產數據Tab.3 Production data of AC arc furnace

表4 生產數據對比Tab.4 Comparison of the production data

本文在試生產中使用的爐殼仍是原交流電弧爐的爐殼，由于石墨電極的數目由3根減少到了2根，而且電極相對爐殼的布局位置也發生了改變，勢必會導致最終冶煉得到的氧化鎂熔坨的形貌發生根本變化，所以需要根據新的熔坨形貌重新設計爐殼尺寸。為了驗證2.2節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行了度量，表5將實際熔坨的測量尺寸與仿真計算結果進行了比對，圖9是試生產得到的氧化鎂熔坨。

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

試生產結果進一步表明，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橫截面為橢圓的拉伸體，與仿真計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?？梢酝茰y，如果將爐殼的橫截面設計成橢圓形，且與仿真計算得到的熔坨尺寸相匹配，則會進一步減少冶煉過程中不必要的熱能損耗，從而進一步降低單噸能耗，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直流電弧爐爐體的尺寸設計。

相比交流電弧爐，直流電弧爐電弧連續、穩定、噪聲小、電熱效率高[8]、性能優越，但是造價較高，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的同時，又最大限度地保留了原有交流電弧爐的機電結構，降低了設備升級成本，也便于冶煉工人快速掌握直流電弧爐的操作流程，可以在短時間內為生產企業創造效益，有助于直流電弧爐在氧化鎂冶煉行業的大范圍推廣。

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

4 結論

本文將一臺容量為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系，利用三維有限元的方法對氧化鎂熔池的形貌進行仿真計算。并用數值計算得到的最大弧長與熔池的溫度場分布規律指導雙電極直流電弧爐的試生產，最終成功制備出了高純度的氧化鎂晶體。對比改造前后交直流電弧爐冶煉氧化鎂的生產數據發現，本文所提出的雙電極直流電弧爐冶煉氧化鎂的設備與工藝，在單爐產量、單噸能耗、單噸電極損耗以及晶體純度等方面，優于改造前的傳統三相電弧爐，對傳統交流電弧爐氧化鎂冶煉車間的升級改造具有一定的參考價值。

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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，研究方向為電工新技術、電弧爐數學建模與控制技術。

E-mail: benjamin85100@126.com

王寧會 男，1954年生，教授，博士生導師，研究方向為電工新技術與功率變換技術。

E-mail: ninghuiw@263.net（通信作者）

國家國際科技合作專項（2014DFR50880），中央高?；究蒲袠I務費專項資金（DUT12RC（3）82、DUT16QY35）和國家自然科學基金（51604059）資助項目。

2016-03-10 改稿日期 2016-04-14