Режимы работы индукционного плавителя с холодным тиглем для остекловывания радиоактивных отходов

Демин, Антон Вячеславович

Режимы работы индукционного плавителя с холодным тиглем для остекловывания радиоактивных отходов тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.13 ВАК РФ

Демин, Антон Вячеславович АВТОР

кандидата технических наук УЧЕНАЯ СТЕПЕНЬ

Москва МЕСТО ЗАЩИТЫ

2012 ГОД ЗАЩИТЫ

01.04.13 КОД ВАК РФ

Диссертация по физике на тему «Режимы работы индукционного плавителя с холодным тиглем для остекловывания радиоактивных отходов»

Автореферат диссертации на тему "Режимы работы индукционного плавителя с холодным тиглем для остекловывания радиоактивных отходов"

На правах рукописи

ДЕМИН АНТОН ВЯЧЕСЛАВОВИЧ

РЕЖИМЫ РАБОТЫ ИНДУКЦИОННОГО ПЛАВИТЕЛЯ С ХОЛОДНЫМ ТИГЛЕМ ДЛЯ ОСТЕКЛОВЫВАНИЯ РАДИОАКТИВНЫХ ОТХОДОВ

Специальность 01.04.13 - электрофизика, электрофизические установки.

АВТОРЕФЕРАТ диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

^ 2 А в Г 2012

Москва-2012

005046559

Работа выполнена в Национальном исследовательском ядерном университете «МИФИ», Москва

Научный руководитель доктор физико-математических наук,

профессор

Школьников Эдуард Яковлевич

Официальные оппоненты: доктор физико-математических наук,

профессор,

ИПМ им. М.В. Келдыша РАН, заведующий отделом Галанин Михаил Павлович

кандидат физико-математических наук, ФГУП «НЛП «Торий», начальник лаборатории Комаров Дмитрий Александрович

Ведущая организация: ФГУП Всероссийский электротехнический

институт имени В.И. Ленина, г. Москва

Защита состоится "26" сентября 2012 г. в 14 час. 30 мин. на заседании диссертационного совета Д 212.130.01 при НИЯУ МИФИ по адресу: 115409, г. Москва, Каширское шоссе, 31, тел. +7 499 323-95-26,324-84-98.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НИЯУ МИФИ.

Просим Вас принять участие в обсуждении диссертации или прислать отзыв в 2-х экземплярах, заверенный печатью Вашей организации.

Автореферат разослан 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета к.т.н., доцент

И.С. Щедрин

Общая характеристика работы

Проблема кондиционирования, т.е. перевода в безопасную форму, радиоактивных отходов (РАО) является одной из важнейших экологических проблем.

В настоящее время общепризнано, что наиболее эффективным способом утилизации РАО является их остекловывание, т.к. оно представляет из себя наиболее перспективный и безопасный способ долговременной консервации радиоактивных отходов в форме, которая не будет вступать в реакции и разрушаться на протяжении длительного периода времени.

Остекловывание отходов всех уровней активности имеет довольно много технологических решений. Из них одним из наиболее эффективных способов переработки РАО является индукционное плавление в холодном тигле (ИПХТ). Основу подобной технологии составляет плавка в т.н. гарнисаже, т.е. с температурной изоляцией расплава закристаллизовавшимся слоем, образующимся при контакте расплава с холодной стенкой тигля. Водоохлаждаемые тигли, получившие название холодных тиглей, являются наиболее существенным конструктивным признаком таких установок, поэтому плавку в гарнисаже часто называют «плавкой в холодном тигле».

Модернизация и разработка новых устройств ИПХТ, связанных с получением высококачественных материалов, а также повышение их производительности и надежности, достижение высокой степени ресурсосбережения и безопасности нового поколения этих установок, требуют всестороннего понимания физических процессов, происходящих при их работе. Между тем, экспериментальное определение характеристик подобных процессов достаточно сложно из-за высоких температур и электрических напряжений. В этой связи становится весьма актуальным изучение и анализ процессов, протекающих при работе установок ИПХТ, на основе их физических моделей. Однако, несмотря на длительное время развития рассматриваемой технологии, описание многих ее процессов носит во многих случаях весьма приближенный характер. Это касается и работы ВЧ-генератора, и процессов собственно плавления в тигле, и тем более рассмотрения работы всей системы генератор-индуктор-тигель. Подобное обстоятельство объясняется большим количеством физических процессов, сопровождающих работу всей системы, которые требуют для описания электродинамических, теплофизи-ческих, электрических, радиочастотных и, наконец, гидродинамических подходов. Положение также усугубляется принципиальной нелинейностью данных процессов. Нельзя также не принимать во внимание довольно сложную геомет-

рическую конфигурацию системы индуктор-тигель, что значительно усложняет ее моделирование.

Целью настоящей работы является исследование и анализ физических явлений, происходящих в установках ИПХТ, которые сопровождаются как процессами варки стекломассы в тигле, так и работой генератора с самовозбуждением на нелинейную нагрузку, которой является т.н. нагрузочный контур, включающий индуктор и тигель с расплавом. Эти исследования проводятся на основе разработанных физических моделей установки ИПХТ, чья численная реализация осуществляется с помощью таких пакетов, как Ansoft Maxwell, Comsol Multiphysics, Microcap. Для того чтобы иметь возможность использовать экспериментальный материал, соответствующие расчеты ориентированы на экспериментальную установку ВЧИ11-60/1,76, расположенную на экспериментальной площадке МосНПО «Радон».

Научная новизна работы заключается в следующем.

1. С использованием построенных 2D и 3D физических моделей получены пространственные распределения индукции магнитного поля, плотности вихревых токов, объемной плотности мощности омических потерь, температуры и мощности тепловых потоков для реальной геометрии действующей системы индуктор-тигель с расплавом, включая т.н. «мертвую зону», в линейном и нелинейном режиме. На основе обработки экспериментальных осциллограмм токов и напряжений с помощью разработанных и установленных на установку ИПХТ датчиков обосновано проведение анализа процессов с учетом только первых гармоник.

2. Построена физическая модель установки ИПХТ, включающая генератор с самовозбуждением и т.н. нагрузочный контур, в состав которого входят индуктор и тигель с расплавом, при этом моделирование установки осуществляется на основе ее представления в виде эквивалентных схем, чьи элементы определяются непосредственно из экспериментального устройства, либо получаются в результате моделирования теплофизических процессов в тигле с расплавом.

3. Проведен анализ работы системы генератор-индуктор-тигель по повышению ее энергоэффективности, выработки генератором максимально возможной активной мощности и передачи ее в расплав, по влиянию диаметра, высоты тигля и числа витков индуктора на энергоэффективность работы генератора.

4. Проведен анализ влияния гидродинамических течений в расплаве на его характеристики с использованием построенной модели, содержащей электродинамический, теплофизический и гидродинамический блоки, для реальной геометрии тигля с мертвой зоной, выявлены динамика прогрева стекломассы, наличие локальных вихрей, приводящих к перераспределению температур по объему расплава.

Практическая ценность. Проведенный в работе анализ пространственного распределения электро- и теплофизических характеристик расплава позволяет провести модернизацию существующих и создать новые системы установок ИПХТ, отличающиеся более равномерным нагревом расплава, реализовать эффективные режимы слива в присутствии мертвой зоны в тигле. Создание модели полной системы генератор-индуктор-тигель и осуществленный на ее основе анализ работы системы дают возможность реализовать энергоэффективные режимы, что является немаловажным, учитывая весьма высокие значения энергопотребления установок ИПХТ. Построение моделей, позволяющих исследовать динамику нагрева стекломассы во время поступления новой порции шихты, дают возможность оперативно принимать решения о режимах плавки операторам, а также эффективно планировать технологические процессы.

На защиту выносится

2. Результаты анализа пространственного распределения электродинамических и теплофизических характеристик системы индуктор-тигель с расплавом в линейном и нелинейном режимах, результаты экспериментального определения температуры расплава и сравнения с расчетными данными.

3. Физическая модель установки ИПХТ на основе ее представления в виде эквивалентных схем, которые определяются с использованием номиналов ее электрических цепей или за счет моделирования электрофизических процессов в тигле.

4. Результаты анализа с помощью этой модели энергоэффекгивности работы установки ИПХТ, которая зависит от величины максимально возможной активной мощности, вырабатываемой и передаваемой в расплав генератором.

5. Результаты анализа влияния диаметра и высоты тигля, количества витков индуктора на электро- и теплофизические характеристики расплава, а также

влияние этих параметров на энергоэффективность работы генератора.

6. Результаты исследования динамики нагрева стекломассы в процессе поступления в тигель шихты, в том числе влияния скорости поступления и водяной компоненты шихты с помощью физической модели нагрева стекломассы на основе определения активных потерь в узлах и элементах установки ИПХТ и показаний ее штатных датчиков для составления программы-советчика оператору установки.

7. Результаты анализа электро- и теплофизических характеристик расплава с учетом гидродинамических течений, включая динамику прогрева стекломассы в объеме тигля с мертвой зоны, поле скоростей течений стекломассы с зонами локальных вихрей, перераспределение температуры по объему расплава, проведенного с помощью соответствующейЗ D нестационарной нелинейной модели системы индуктор-тигель с расплавом для реальной геометрии тигля, содержащего т.н. «мертвую зону». При этом моделирование осуществляется с использованием пакета Comsol Multiphysics.

Достоверность научных результатов исследований, изложенных в работе, обеспечивается корректностью постановки задач теоретических исследований, использованием апробированных методов математической физики, подтверждается сравнением результатов моделирования с аналитическим расчетом тестовых задач и экспериментальными исследованиями на действующей экспериментальной установке ИПХТ.

Апробация работы. Основные результаты и положения диссертации были представлены на следующих конференциях: IV Международная конференция и выставка «Атомэко-2010», Москва, 28-29 октября 2010 г.; V Международная конференция и выставка «Атомэко-2011», Москва, 31 октября - 1 ноября 2011 г.; Научная сессия НИЯУ МИФИ 2010 г.; Научная сессия НИЯУ МИФИ 2011 г.; Научная сессия НИЯУ МИФИ 2012 г.

Публикации. Основные положения и результаты диссертации опубликованы в 3 работах.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка литературы, включающего 97 источников. Общий объем диссертации - 112 страниц, включая 54 рисунка и 15 таблиц.

Содержание работы Первая глава посвящена моделированию стационарного режима работы системы индуктор-тигель.

Геометрия модели индуктор-тигель соответствует реальной технологической установке ВЧИ11-60/1,76 на мощность 60 кВт, размещенной на экспериментальной площадке МосНПО «Радон» (рис.1). Спиральный индуктор содержит четыре медных витка, по которым течет синусоидальный ток с частотой 1,76 МГц, вырабатываемый ламповым триодным генератором. Тигель содержит т.н. «мертвую зону» - нижнюю часть расплава, лежащую вне области, охватываемой индуктором.

Разработанная модель системы индуктор-тигель с расплавом содержит два блока: блок электромагнитных и блок тегитофизических вычислений. Первый блок позволяет определить распределение магнитных полей в пространстве, а также вихревые токи в области расплава по заданным значениям тока в обмотке индуктора. Второй блок позволяет определить распределение температур и динамики нагрева расплава источниками энерговыделения — вихревыми токами. Граничные условия тепловой задачи сводятся к определению коэффициентов конвективного теплообмена на основе методов гидродинамического подобия. Температура на поверхности индуктора, чьи обмотки охлаждаются проточной водой, принята равной 20°С. При проведении расчетов предполагалось, что материалом расплава является боросиликатное стекло. Расчеты были проведены с использованием пакетов Ansoft Maxwell и Comsol Multiphysics. Оба этих пакета дали практически идентичный результат.

Рис. 1. Геометрия модели (все размеры даны в мм). Расчеты были проведены для двух режимов: линейного и нелинейного. В

последнем случае X и р зависели от температуры расплава. Для расчетов использовались два пакета Ansoft Maxwell и Comsol Multiphysics. Некоторые результаты расчетов представлены на рис.2 и 3.

Здесь изображены распределения стационарных (установившихся) значений j, Q и Т расплава для значения тока в индукторе равного 71 А. Как следует из рис.3, учет отмеченных выше нелинейных характеристик задачи привел к некоторым качественным изменениям в их распределении. Прежде всего это относится к зависимостям плотностей тока и мощности омических потерь. В отличие от рис.2, где имеет место монотонный рост этих величин, в данном случае наблюдается наличие явно выраженных максимумов в их распределениях. Такое поведение величин j и Q объясняется не только распределением магнитного поля (как в линейной задаче), которое практически не меняется в данном случае, но и распределением удельного электрического сопротивления р.

Что же касается распределения температуры расплава по его объему, то здесь можно отметить следующее. Кольцевая область наибольшего прогрева расплава несколько смещается в сторону боковых стенок тигля. Помимо этого градиент температуры по радиусу в районе гарнисажа (внешней боковой поверхности расплава) также несколько увеличился, что лучше соответствует экспериментальным данным.

В процессе экспериментальной плавки проводились измерения температуры расплава. В качестве первичных преобразователей использовались три типа датчиков: термопара, пирометрический преобразователь полного излучения 11111121 и инфракрасный термометр «Кельвин». Анализ экспериментальных данных дает основание говорить о соответствии расчетных и экспериментальных значений температур.

Геометрические параметры индуктора являются причиной неравномерности распределения магнитного поля по объему тигля. Данное обстоятельство приводит к неравномерности нагрева всего объема шихты, что является причиной уменьшения эффективности всей системы.

Для устранения этого явления были предложены некоторые способы изменения распределения магнитной индукции по оси тигля. Один из них заключался во введении магнитного экрана, помещаемого на внешнюю поверхность тигля. В результате происходит небольшое выравнивание магнитного поля и увеличение его величины, которое приводит к увеличению плотности магнитной энергии и, как следствие, повышению температуры шихты. Таким обра-

зом, прежние значения температур шихты достигаются теперь при меньших токах в витках индуктора.

г, см

> г < »: ! л и Г, см

а б в

Рис.2. Распределение модуля вектора плотности вихревых токов] (а), объемной плотности мощности омических потерь в расплаве <3 (б) и температуры (в) в поперечных сечениях к оси тигля в случае линейной задачи.

г, см г, см г, см

а б в

Рис.3. Распределение модуля вектора плотности вихревых токов ] (а), объемной плотности мощности омических потерь в расплаве С> (б) и температуры (в) в поперечных сечениях к оси тигля в случае нелинейной задачи.

Был проведен Фурье-анализ экспериментальных сигналов токов и напряжений в нагрузочном контуре экспериментальной установки ИПХТ, который показал, что характерной особенностью экспериментальных сигналов является наличие гармонических составляющих. Этот анализ также показал, что мощность активных потерь в нагрузочном контуре определяется гармоническими составляющими на основной частоте.

Во второй главе проводится анализ работы полной системы ВЧ-плавителя, включающей генератор с самовозбуждением, индуктор и тигель с расплавом.

На рис.4 представлена эквивалентная схема системы генератор-индуктор-тигель с питанием индуктора от генератора ВЧИ11-60/1,76. Функционально схема состоит из трёх блоков А, В и С (рис.4). В блоке А находится первичный высоковольтный источник питания Ua и элементы электрического фильтра (L3, С19). В блоке В содержится ВЧ-генератор на базе лампового триода типа ГУ66-А, работающий в режиме самовозбуждения (С46, С47, L9). В блок С входят передающая линия (TL) и нагрузочный контур (Снк, L14, L15, LI 1, L12).

Для численной реализации модели и анализа численных данных был использован пакет прикладных программ Microcap 8. Для применения данного пакета была составлена нестандартная модель (Macros) лампового триода, включающая, в частности, внутреннее сопротивление лампы Ri и сеточное сопротивление Rg. Емкостные элементы, показанные на схеме, также являются подсхемой Macros, содержащие помимо собственно емкостных элементов и резистивные, которые отражают потери в конденсаторах.

Параметры элементов, изображенных на рис.4, были взяты из технического описания экспериментальной установки. Что же касается параметров элементов нагрузочного контура, они определялись на основе эквивалентной схемы системы индуктор-тигель, изображенной на рис.5. Особенностью включения индуктора является то, что для уменьшения величины напряжения индуктор включен в схему генератора с заземлением средней точки. Поэтому в эквивалентной схеме индуктор представлен в виде двух индуктивных плеч Li и L2, которые связаны магнитной связью между собой (М12) и с эквивалентной индуктивностью расплава LP (Mip и М2р). Нелинейное сопротивление Rp отображает активные потери энергии в расплаве.

Анализ функционирования модели системы генератор-индуктор-тигель с расплавом и сравнение экспериментальных и расчетных значений энергетических характеристик установки показали, что энергетические характеристики установки, полученные на экспериментальной установке и рассчитанные с помощью описанной выше модели удовлетворительно соответствуют друг другу. Эти же данные свидетельствуют также о недостаточно высокой энергетической эффективности работы установки.

Проведенный анализ показал, что величина мощности потерь в анодной цепи лампы достаточно сильно зависит от параметра индуктивности разрядного анодного контура L6. Так при её увеличении с 2 мкГн до 3 мкГн мощность

потерь в лампе Рл снижается до значения 10,9 кВт, что заметно повышает энергетическую эффективность установки. Подобную сильную зависимость величины Рл от параметра Ьб можно объяснить следующим образом. Величину действующего значения анодного тока 1А можно представить через среднее значение 1а следующим образом: 1А= кг • • 1а. Здесь кг-коэффициент формы импульса тока, 8 - скважность: Б = Т /1„, где Т - период следования импульсов тока, 1„ - их длительность по основанию. При увеличении величины Ьб величина 1а, а следовательно, и мощность источника остаются неизменными, а в то же время длительность импульса ^ увеличивается, что и приводит к снижению 1А, а следовательно и мощности потерь в анодной цепи лампы.

1-4 С23 1.6

Рис.4. Эквивалентная схема системы генератор-индуктор-тигель плавильной

установки.

При уменьшении емкости Снк значение мощности в расплаве несколько снижается, но в то же время, как показали расчеты, происходит значительное выравнивание токов в секциях индуктора. Таким образом выбор значения Снк должен осуществляться из разумного компромисса. В то же время следует особо подчеркнуть, что чрезмерное увеличение емкости нагрузочного контура может привести к срыву ВЧ-колебаний генератора.

Анализ энергоэффективных режимов работы установки ИГГХТ показал, что решение данной задачи связано с согласованием генератора с нагрузкой (нагрузочный контур), которое заключается в реализации условий, позволяющих генератору вырабатывать максимальную активную мощность и максимально

увеличивать энергопоток в нагрузочный контур, а, следовательно, и в расплав. Для увеличения отбора мощности от источника необходимо осуществить изменение режима работы установки путем изменения ее параметров. Этого можно достичь за счет увеличения добротности нагрузочного контура.

Рис.5. Эквивалентная схема нагрузочного контура с индуктором, заполненным расплавом: ТЫ - кабельный тракт силового ВЧ-питания; Сж — емкость конденсаторной батареи нагрузочного контура; Ьш - индуктивность токовых

Одним из путей решения этой проблемы является уменьшение индуктивности линии связи конденсаторной батареи Снк с секциями индуктора LI 1 и L12 за счет замены проводного подключения (имеющего место на экспериментальной установке) отрезком кабеля TL2 (рис.4), что приводит к снижению индуктивности подводящих проводов.

Третья глава посвящена оптимизации геометрической конфигурации системы индуктор-тигель установки ИПХТ. Проведение расчетов, связанных с изменением геометрической конфигурации тигля, было вызвано необходимостью исследования изменений соответствующих электро- и теплофизических характеристик расплава, а также особенностями режимов работы ВЧ-генератора с целью увеличения его энергетической эффективности. При этом решение задачи было разбито на два этапа. На первом этапе рассматривалась только система индуктор-тигель (с расплавом), а значение тока в индукторе считалось заданным. Средняя температура расплава определялась в области тигля, охватываемой индуктором, ток в обмотках индуктора подбирался из условия примерного равенства этих величин для всех конфигураций. На втором этапе, используя полученные ранее характеристики расплава, рассматривалась вся система целиком: генератор-индуктор-тигель. Задача первого этапа

TL *

шин индуктора.

решалась с помощью пакета Ansoft Maxwell, а второго этапа с помощью модели установки, основанной на номиналах ее элементов. При данных расчетах рассматривался стационарный линейный режим.

Расчеты показали (рис.6, 7), что с ростом диаметра тигля растет величина активной мощности, поступающей в расплав. Это объясняется увеличением объема расплава и увеличением общего оттока энергии в охлаждаемые стенки тигля из-за сохранения теплосъема с единицы поверхности. Поэтому для достижения той же температуры расплава Тср в стационаре требуется большее выделение в расплаве активной мощности. Отметим, что с ростом диаметра тигля увеличивается и сопротивление расплава. Это происходит благодаря увеличению длины токовых линий при сохранении площади поперечного сечения токового слоя в расплаве из-за неизменности глубины скин-слоя. Помимо этого увеличение диаметра тигля сопровождается уменьшением значения тока в индукторе, так что для достижения одного и того же значения средней температуры расплава с ростом диаметра тигля требуется меньшее значение тока. Благодаря тому, что уменьшение квадрата тока с ростом диаметра тигля происходит в большей степени, чем возрастание индуктивности расплава, наблюдается некоторое снижение реактивной мощности в расплаве.

CS! iiw

Рис.6. Зависимость активной Р и реак- Рис.7. Зависимость сопротивления рас-тивной О мощности от диаметра тиг- плава Я,,, индуктивности расплава Ьр и ля. тока в индукторе 1 от диаметра тигля.

Для анализа характеристик системы генератор-индуктор-тигель использовалась модель установки, основанной на номиналах её элементов. В таблице 1 представлены результаты расчета. ?

В таблице 1 введены следующие обозначения: с! — внутренний диаметр тигля, I - амплитуда тока в индукторе, Рр - активная мощность в расплаве, РН1С - мощность нагрузочного контура, Ри - активная мощность источника, ГрСз -частота источника в резонансном режиме, инк — амплитудное значение напряжения в нагрузочном контуре, Ир -сопротивление расплава, Ск (ри ) - значение емкости нагрузочного контура в резонансном режиме. Как следует из таблицы 1, с увеличением диаметра тигля значение активной мощности в расплаве уменьшается, что противоречит результатам, полученным выше, где аналогичная величина возрастает. Причина этого противоречия заключается в принципиально различных условиях нахождения активной мощности, поступающей в расплав. В приведенных выше данных полагалось, что питание индуктора осуществлялось от идеального источника тока — ток в обмотках индуктора задавался. В данном же случае рассматривается вся система: генератор с самовозбуждением - нагрузочный контур, включающий индуктор и тигель с расплавом. В этой связи режим работы генератора, а следовательно, и поступление активной мощности в расплав зависит от параметров нагрузки. Эта величина, как видно из таблицы 1, с увеличением диаметра тигля значительно возрастает, что приводит к возрастанию степени рассогласования нагрузки с генератором и, как следствие, к падению активной мощности вырабатываемой генератором и передающейся в расплав.

Таблица 1

й, см /, А Рр, кВт Рнк, кВт Ри, кВт /Ре„ МГц ин„ кВ Ир, Ом ^'л (рез.)1 нФ

15 117,5 30,9 33,4 64,7 1,82 2,7 0,364 1,9

24 76,4 25,4 27,2 51 1,79 2,96 1,576 1,15

33 63,3 12,9 14,7 33,8 1,8 3,55 4,567 0,8

Геом'ярическая конфигурация системы индуктор-тигель с расплавом с изменением высоты тигля менялась следующим образом: по мере увеличения высоты тшля высота индуктора также увеличивалась, но количество витков при этом не менялось, так что его верхний виток оставался на уровне верхнего торца тигля, & нижний — на уровне отверстия для слива расплава. Некоторые полученные в ходе анализа зависимости изображены на рис.8, 9. С увеличени-

ем высоты тигля растет активная мощность, передаваемая в расплав, что связано с увеличением площади охлаждаемой поверхности тигля при тех же значениях удельных характеристик охлаждения (коэффициента конвективного теплообмена) и при сохранении того же значения средней температуры расплава.

Напротив, с увеличением высоты тигля сопротивление расплава снижается. Это связано с тем, что увеличение высоты расплава сопровождается увеличением площади поперечного сечения токового слоя (при сохранении глубины скин-слоя), в то время как длина линий тока остается неизменной. Необходимое увеличение активной мощности в расплаве и снижение активного сопротивления расплава приводят к некоторому росту тока в обмотках. Несмотря на снижение значения индуктивности расплава, увеличение тока в обмотках индуктора приводит к возрастанию реактивной мощности в расплаве.

Результаты расчета характеристик системы генератор-индуктор-тигель с изменением высоты тигля представлены в таблице 2.

:55 50 І 45 й 40

ё 35 3

| :зо

25 ?п

^__~ "С" ............. ...............

___________

-------

......

13 15 17 высота тигля, см

100 95 90 85 80 75 70

.......

ч .....Ьр............

Ч Ч'Х

Ч ' ...............'.V..........

I ч.

13 15 17 19 высота тигля, сгл

1.8 | 1.6 |

1,4 м

1.2 К О

Рис.8. Зависимость активной Р и реак- Рис.9. Зависимость сопротивления рас-тивной О мощности от высоты тигля, плава Ир, индуктивности расплава Ц и

тока в индукторе I от высоты тигля.

Таблица 2

А, см /, А Р кВт Р, кВт Ри, кВт /„™ МГц и, кВ «,0м/С1Ы.нФ

11 80,25 26,1 27,9 52,9 1,807 3,05 1,8/1,15

16 86,9 30,1 31,8 60,2 1,805 2,65 1,2/1,35

21 92 32,2 34 66,2 1,82 2,55 0,9/1,5

Как следует из приведенных зависимостей, с увеличением высоты тигля возрастает как активная мощность, вырабатываемая генератором, так и активная мощность, поступающая в расплав. В отличие от предыдущего случая (возрастание диаметра тигля) здесь происходит падение сопротивления расплава, что приводит к увеличению степени согласования генератора с нагру-

зочным контуром. Это обстоятельство и объясняет рост вырабатываемой и поступающей в расплав активной мощности. С ростом высоты тигля происходит и рост тока в индукторе. Это связано с тем, что для увеличения активной мощности в расплаве при уменьшении его сопротивления необходимо соответствующее возрастание тока.

При изменении числа витков индуктора рассматривалось три конфигурации индуктора, содержащего два, четыре и шесть витков. В данном случае высота области индуктора составила 16 см, при этом во всех вариантах конфигурация индуктора была такова, что нижний его виток располагался на плоскости сливного отверстия, а верхний — на верхнем торце расплава.

Несмотря на значительное увеличение индуктивности индуктора с ростом числа витков из-за резкого уменьшения тока величина реактивной мощности уменьшается, однако это уменьшение весьма незначительно. В то же время активная мощность в расплаве практически не меняется, как и сопротивление расплава

Результаты расчета характеристик системы генератор-индуктор-тигель с расплавом при изменении числа витков индуктора показывают, что наибольшее значение мощности, передаваемой в расплав, оказывается при числе витков, равном 4, как и для штатной конфигурации системы индуктор-тигель.

В случае количества витков индуктора, равного 6, мощность, передаваемая в расплав, принимает наименьшее из трех случаев значение. Подобное обстоятельство связано с уменьшением добротности нагрузочного контура из-за значительного увеличения индуктивности индуктора.

Четвертая глава посвящена исследованию динамики нагрева стекломассы при поступлении в тигель шихты в процессе плавления. Предметом исследования является система индуктор-тигель с расплавом, в который подается шихта с массовой скоростью dm/dt и начальной температурой Т0, при этом материалом шихты является боросиликатное стекло (аналогично материалу расплава), поступающее в тигель в водяной среде.

Основным уравнением задачи является уравнение баланса мощностей:

Здесь Р0 - мощность, поступающая из индуктора в расплав, которая расходуется на нагрев стекломассы и компенсацию энергетических потерь на

(1)

охлаждение; с, св — теплоемкости расплава и воды соответственно; АТ = Тисп-Т0 — разность температуры испарения и начальной температуры для воды; еисп — энтальпия испарения для воды; а — массовая доля воды в поступающей шихте. Как видно из выражения (1), второй и третий члены в правой части представляют собой энергетические потери генератора на нагрев поступающей шихты в водяной среде. Отметим, что в отсутствие поступления массы в расплав, Р = Р0. Предполагается, что амплитуда тока, питающего индуктор, в течение всего процесса нагрева остается постоянной. Вместе с тем величина Р0 при тех же условиях непрерывно меняется. Это объясняется тем обстоятельством, что происходит непрерывное возрастание объема расплава, которое приводит к тому, что по мере заполнения активной зоны тигля поступающей шихтой магнитное поле, ранее находившееся в объеме тигля, но вне расплава, постепенно проникает в расплав, что приводит к увеличению диссипации энергии от вихревых токов в объеме расплава. Степень загрузки тигля расплавом т|(1) можно определить следующим образом:

Здесь р — массовая плотность расплава, Уинд — объем области тигля, находящейся в зоне, охватываемой индуктором (полный рабочий объем тигля); т|0 — начальное (стартовое) значение степени загрузки; m(t) — масса поступившей за время t шихты.

Для проведения анализа был использован пакет Ansoft Maxwell, с помощью которого были определены базы данных, которые можно представить в виде следующих зависимостей:

Уравнения (1), (2), (3) образуют искомую систему уравнений для получения соответствующих решений.

На рис.10 представлены результаты расчета средней температуры расплава Тер в зависимости от времени его нагрева. Начало поступления шихты в объем расплава сопровождается резким падением его средней температуры. Подобное остывание расплава именно в начальный момент времени хорошо объяснимо физически: в силу малости массы поступающей шихты в начальный момент времени практически не происходит изменения объема расплава, а следовательно энерговклад в расплав остается прежним. Т.о., как следует из уравне-

(2)

(3)

ния (1), первый член в правой части Р0 остается примерно постоянным, а два следующих члена растут, в результате величина Р уменьшается, что и приводит к уменьшению температуры расплава. Однако в следующие моменты времени картина меняется. Увеличение объема расплава из-за поступления в его объем шихты приводит к увеличению диссипации энергии от вихревых токов в этом объеме. В силу этого величина Р0 в уравнении (1) начинает возрастать. Это влечет за собой нагревание расплава, что и отражает возрастающий характер зависимости величины Тср от времени. Эффект мгновенного остывания расплава в момент времени t = 0 является следствием принятых ранее предположений, а именно мгновенного выравнивания температуры поступающей порции шихты и исходного объема расплава за один дискретный временной шаг. Разумеется, в реальном процессе начальное остывание расплава в связи с поступлением в него шихты будет продолжаться определенное время, которое, по оценке, приведенной в работе, составляет величину, равную 1 с.

Из рис. 11 следует, что температура после достижения стационарного значения скачком увеличивается, причём это происходит до одной и той же величины в обоих рассматриваемых случаях. Процесс дальнейшего нагрева расплава после его заполнения тигля может быть смоделирован с помощью пакета Ansoft Maxwell с учётом нестационарности процесса. На рис.12 результат этого расчёта показан участком кривой, изображённой пунктиром на соответствующих графиках.

В реальной установке типа ВЧИ11-60/1,76 принятие решения оператором и управление им технологическим процессом происходит на основании показаний штатных датчиков, которыми оснащена установка. Т.к. в установке ток в обмотке индуктора не регистрируется, то применение описанной выше модели вызывает определённые неудобства. Для исправления подобной ситуации было решено объединить разработанную ранее модель системы генератор-индуктор-тигель, основанную на балансе активных потерь, и модель, рассмотренную выше. Модель баланса активных потерь позволяет определить потери мощности в элементах установки.

1.1300

|l250

g.1200

E 1150

" 1100

í 1050 ct

£.1000

950 900' -10

^ s' i

'1 у / ;

.1/

° .1350

ce Ш

li3oo

o es

я 1250

^1200 O.

¡1150 h

¡1100

0 10 20 30 40 50 60 70

Время, минуты

10 20 30 40 50 60 70 80 9Ó' ÍÓO TÍO Í20 Í30 Время, минуты

Рис.10. Динамика нагрева расплава и Рис. 11. Динамика нагрева расплава и

поступающей шихты (без водяной поступающей шихты (без водяной компоненты): 1 - = 0,5; 2 - г|0 = 0,75. компоненты) при г)0 = 0,5:

dm ,

1--- 0,8-10 кг / с;

dm ,

2--= 1,7-10 кг/с.

-10 О 10 20

150 60 70 80 90 100 ПО 120 130 140

Время, минуты

Рис.12. Динамика нагрева расплава и поступающей шихты (без водяной компоненты) при т)о = 0,5 с учётом дальнейшего нагрева расплава:

dm ... . _ dm

= 0,8-10 кг / с; 2--= 1,7-10 кг/ с.

Пятая глава посвящена анализу режимов работы установки ИПХТ с учётом гидродинамических течений в тигле с расплавом.

Структурно модель, описывающая данные процессы, системы состоит из трех взаимосвязанных частей (блоков): электромагнитной, термодинамической и гидродинамической.

Электромагнитный расчет основан на решении уравнений Максвелла для векторного потенциала. В основе термодинамического расчета лежит стационарное уравнение теплопроводности с внутренними источниками тепла.

Движение среды (расплава) описывается стационарным уравнением На-вье-Стокса для слабосжимаемой жидкости с коэффициентом вязкости г) Г 1 \ 9

р(у.у)у=-Ур+т| У2у+-У(у.у) +(Ут1-У)у+У(Ут1-у)—(У-у)Ут1+Г, (4)

V 3 ) 3

стационарным уравнением непрерывности

У(ру)=0 (5)

и уравнением состояния расплава

р = р(р,т). (6)

Здесь р — давление в среде, ^ - плотность объемных сил, действующих на среду.

Уравнение состояния — зависимость плотности расплава от давления и температуры (6) - является важной составляющей модели. Именно зависимость плотности от температуры приводит к возникновению конвекции при неравномерном нагреве жидкости. Так как давление внутри расплава в процессе индукционной плавки меняется незначительно, ограничимся заданием зависимости плотности расплава только от температуры:

Р = р(Т> (6')

Отметим также, что в модели учитывается существенная для расплавов стекол зависимость вязкости от температуры:

п = п(т). (7)

Соотношения (6') и (7) связывают гидродинамическую часть модели с тепловой: температура явно не входит в уравнения (4)-(5), но влияет на характеристики расплава р, г).

Влияние поля тяжести учитывается при задании плотности объемной силы, действующей на расплав:

1 = (8)

где g - ускорение свободного падения.

Построение и численная реализация модели проведена с использованием пакета Согп5о1 МиШрЬузюБ. На рис.13 14 представлены некоторые результаты расчетов. Все они относятся к системе индуктор-тигель с расплавом, геометрическая конфигурация которой изображена на рис.1. Во всех случаях амплитуда синусоидального тока в четырех витках индуктора составляет 71 А. На рис.13 представлена картина, иллюстрирующая динамику нагрева стекломассы в объеме тигля. В силу симметрии задачи на рис.13 изображена только половина объема тигля. Как и следовало ожидать, прогрев начинается в области наибольшего энерговыделения, расположенной в середине зоны индуктора ближе к боковой поверхности тигля. С течением времени температура в этой области повышается, что сопровождается в этой же области увеличением давления и уменьшением плотности стекломассы. Данный процесс приводит к возникновению течения стекломассы в расплаве, направленного от этой прогретой области в область т.н. «мертвой зоны» тигля, заполненной непрогретой шихтой. По мере дальнейшего прогрева и увеличения температуры стекломассы данное течение интенсифицируется, и под его воздействием прогретая зона постепенно распространяется в нижнюю часть тигля. Процесс достигает стационара примерло к 3000 с. Стационарная картина поля скоростей течений в расплаве представлена на рис.14. В соответствии с этой картиной можно выделить уже упомянутое выше центральное течение, направленное от области индуктора к нижней части тигля. Это течение вытесняет стекломассу из «мертвой зоны», которая вовлекается в движение, образуя еще одно течение, направленное к верхней части тигля. Отметим, что данное течение создает условия для выполнения требования неразрывности течения, описываемого уравнением непрерывности (5).

Абсолютные значения скоростей в расплаве заметно меняются по объему тигля. Отметим также наличие двух локальных вихрей течений, выделенных пунктиром на рис.14.

Наличие в объеме тигля отмеченных гидродинамических течений расплава приводит к изменениям в распределении таких характеристик, как плотность вихревых токов, объемная плотность омических потерь и температура. Так, гидродинамические течения приводят к выравниванию температуры стекломассы по всему объему тигля, включая и «мертвую зону». В то же

время за счет перераспределения стекломассы средняя температура ее нагрева в области индуктора уменьшается. Из-за снижения температуры и, следовательно, увеличения удельного электрического сопротивления происходит уменьшение плотности вихревых токов в объеме индуктора и, напротив, ее увеличение в нижней части тигля из-за дополнительного разогрева стекломассы в этом объеме. Что же касается баланса активных потерь в объеме тигля, то отметим заметное увеличение доли активных потерь на нижней торцевой поверхности расплава из-за дополнительного его разогрева под влиянием гидродинамических течений. В остальном отличия незначительны.

<г>

а"

Рис.13, торы

- - юоо

1=1000с 1=1500с £=2000с 1=3000с Динамика прогрева стекломассы в объеме тигля. Стрелками указаны век-скоростей течений, цветовая линейка относится к температуре расплава.

Рис.14. Поле скоростей течений стекломассы для стационарного режима. Пунктиром обозначены зоны локальных вихрей.

Основные результаты диссертации сводятся к следующему:

1. Построена ЗБ нестационарная нелинейная модель системы индуктор-тигель с расплавом для реальной геометрии экспериментальной установки ИПХТ. С помощью построенной модели получены пространственные распределения индукции магнитного поля, плотности вихревых токов, объемной плотности мощности омических потерь, температуры и мощности тепловых потоков для реальной геометрии действующей системы индуктор-тигель с расплавом, включая т.н. мертвую зону, в линейном и нелинейном режиме.

2. Проведены измерения температуры расплава на его поверхности и в глубине с использованием трех датчиков различных типов. В целом можно констатировать удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных данных.

3. Построена физическая модель системы генератор-индуктор-тигель, включающая в себя первичный высоковольтный источник питания, электрический фильтр, ВЧ-генератор с самовозбуждением на базе лампового триода, работающий в режиме самовозбуждения, передающая линия и нагрузочный контур, в состав которого входят индуктор и тигель с расплавом.

4. С помощью построенной модели проведен анализ работы полной системы ВЧ-плавителя. Для определения динамики изменения сопротивления стекла в процессе его нагрева была разработана энергетическая (эмпирическая) модель, согласно которой на начальном этапе плавления удельное сопротивление стекла на два порядка выше, чем в расплаве. С помощью данной модели получена зависимость сопротивления стекла от времени и от суммарной энергии, переданной от индуктора в тигель, рассчитаны некоторые энергетические характеристики установки. Из сопоставления расчетных данных и данных, полученных на экспериментальной установке, видно, что они удовлетворительно соответствуют друг другу.

5. Проведена оптимизация геометрической конфигурации системы индуктор-тигель для увеличения энергоэффективности установки. Рассматривались различные электрические и энергетические характеристики: мощности источника, нагрузочного контура, расплава, его сопротивление.

6. Проведено исследование динамики нагрева стекломассы при поступлении в тигель шихты в процессе плавления. Изменяемыми величинами являлись скорость поступления шихты, начальная степень загрузки тигля расплавом и массовая доля воды в поступающей шихте. Построена модель

системы генератор-индуктор-тигель с поступлением шихты во время плавки, которая может быть использована оператором установки для ос-текловывания РАО как для принятия оперативных решений, так и для планирования технологического режима плавки.

7. Разработана физическая модель системы индуктор-тигель с расплавом, где реализовано ее гидродинамическое описание. Численная реализация модели проведена на базе пакета Comsol Multiphysics. С помощью построенной модели проанализирована динамика нагрева расплава. Получены распределения скоростей течений, температуры расплава в разные моменты времени, получена стационарная картина поля скоростей течений в расплаве. В соответствии с этой картиной можно выделить центральное течение, направленное от области индуктора к нижней части тигля. Наличие в объеме тигля данных гидродинамических течений расплава приводит к изменениям в распределении таких характеристик, как плотность вихревых токов, объемная плотность омических потерь и температура.

Список опубликованных работ по теме диссертации.

1. Демин A.B., Гаркуша О.В., Львов Е.И., Масленников С.П., Макеев А.Э., Коротеев В.И., Сурков A.C., Школьников Э.Я. Моделирование электро- и теплофизических процессов в установке для остекловывания РАО. // Ядерная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. №2. С. 1-7.

2. Гаркуша О.В., Демин A.B., Львов Е.И., Львов Н.Е., Масленников С.П., Новожилов А.Е., Павловский В.А., Школьников Э.Я. Энергоэффективные режимы работы установки индукционного плавления в холодном тигле для утилизации РАО. // Ядерная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. №5. С. 1-5.

3. Демин A.B., Кобелев А.П., Лебедев В.В. Исследование электрофизических и теплофизических процессов в индукционном плавителе холодный тигель. // Научная сессия МИФИ-2010, сборник научных трудов .2010. Т. 1.С. 199.

Подписано в печать 16.07.2012. Формат 60x84 1/16. Объем 1,5 п.л. Тираж 100 экз. Заказ № 163. Типография НИЯУ МИФИ. 115409, г. Москва, Каширское ш., 31

Содержание диссертации автор исследовательской работы: кандидата технических наук, Демин, Антон Вячеславович

Введение.

1. Моделирование стационарного режима работы системы индуктор-тигель.

1.1. Геометрия объекта, граничные условия тепловой задачи и основные допущения.

1.2. Распределение магнитного поля, вихревых токов, температуры и мощности энерговыделения в объеме расплава.

1.2.1. Линейный стационарный режим работы установки.

1.2.2. Нелинейный режим процесса плавления.^.

1.3. Измерения температуры расплава.

1.4. Влияние распределения магнитного поля на характеристики расплава.

1.5. Исследование гармонического состава экспериментальных сигналов тока и напряжения.

2. Анализ работы полной системы ВЧ-плавителя.

2.1. Описание модели системы генератор-индуктор-тигель с расплавом.

2.2. Анализ функционирования модели системы генератор-индуктор-тигель с расплавом и сравнение экспериментальных и расчетных значений энергетических характеристик установки.

2.3. Анализ энергоэффективных режимов работы установки ИПХТ.

3. Оптимизация геометрической конфигурации системы индуктор-тигель установки ИПХТ.

3.1. Условия расчета и алгоритм определение характеристик установки и расплава.

3.2. Анализ параметров установки ИПХТ при изменении диаметра тигля.

3.3. Анализ параметров установки ИПХТ при изменении высоты тигля.

3.4. Анализ параметров установки ИПХТ при изменении числа витков индуктора.

4. Динамика нагрева стекломассы при поступлении в тигель шихты в процессе плавления.

4.1. Постановка задачи, алгоритм и основные допущения.

4.2. Результаты моделирования теплофизических процессов в нагружаемом тигле с расплавом.

4.3. Модель системы генератор-индуктор-тигель с поступлением шихты во время плавки.

5. Анализ режимов работы установки ИПХТ с учетом гидродинамических течений в тигле с расплавом.

5.1. Описание модели и особенности расчета.

5.2. Влияние гидродинамических течений на характеристики расплава.

Введение диссертация по физике, на тему "Режимы работы индукционного плавителя с холодным тиглем для остекловывания радиоактивных отходов"

Использование атомной энергии в мирных и военных целях, применение радиоактивных изотопов в народном хозяйстве и науке сопровождается образованием радиоактивных отходов (РАО). К настоящему времени накоплены миллионы кубических метров РАО всех уровней активности - низкой, средней и высокой, в связи с чем проблема кондиционирования РАО (перевод их в безопасную форму) является одной из важнейших экологических проблем [1,2].

Принципиальная сложность проблемы РАО состоит в том, что их нельзя полностью обезвредить, то есть превратить в нерадиоактивную субстанцию [3, 4]. Во всяком случае, это невозможно сделать химическими методами, поэтому речь может идти лишь о кондиционировании РАО - максимальном уменьшении их объема, переводе в инертную стабильную форму и долговременном хранении или захоронении их в глубоких геологических формациях, чтобы максимально надежно изолировать РАО от биосферы [5, 6, 7, 8,9,10,11,12,13].

При разработке и выборе схем отверждения основополагающими являются следующие критерии [14]:

• Возможность максимального удержания радирнуклидов в твердой матрице, как на стадии хранения, так и при окончательном захоронении [15];

• Получение конечного продукта с заданными свойствами, несмотря на возможные колебания состава исходных отходов;

• Наличие работоспособного и безопасного в условиях радиохимического производства оборудования, возможность его дистанционного обслуживания, а также демонтажа и замены прр выходе из строя;

• Достижение максимального сокращения объемов отходов, направляемых на хранение и захоронение;

• Минимизация количества вторичных отходов.

Стеклянные матрицы привлекательны для иммобилизации радиоактивных отходов своей стойкостью к коррозии в водных средах, прочностью, малой восприимчивостью к действию радиации и, конечно же, универсальностью к составам отходов, а значит малой чувствительностью к изменениям химического состава иммобилизуемых материалов. Если для кристаллических веществ соблюдение стехиометрии и ограничений на размеры замещаемых ионов в решетке синтезируемого вещества - головная боль, а малейшая вариация в составе приводит к синтезу нежелательных побочных материалов, то стекло надежно удерживает в своем составе почти все элементы таблицы Менделеева. Кроме сказанного выше, остекловывание ядерных отходов уменьшает, причем в несколько раз, их объем, следовательно, экономит дорогостоящее место в хранилищах.

Остекловывание отходов всех уровней активности [18] имеет довольно много технологических решений [1, 3, 19, 20, 21, 22, 23]. Из них одним из наиболее эффективных способов переработки РАО является индукционное плавление в холодном тигле (ИПХТ) [24, 25, 26]. В настоящее время эта технология применяется не только в иммобилизации РАО [27, 28, 29], но и во многих других технологических целях [30]. Основу подобной технологии составляет плавка в т.н. гарнисаже, т.е. с температурной изоляцией расплава закристаллизовавшимся слоем, образующимся при контакте расплава с хо5 лодной стенкой тигля. Водоохлаждаемые тигли, получившие развание холодных тиглей, являются наиболее существенным конструктивным признаком таких установок, поэтому плавку в гарнисаже часто называют «плавкой в холодном тигле» [31, 32].

Процесс индукционного плавления базируется на взаимодействии расплава с ВЧ электромагнитным полем [33, 34, 35, 36, 37, 38, 39, 40, 41, 42, 43]. При этом происходит поглощение энергии поля расплавом и превращение этой энергии в теплоту. Это позволяет обеспечить ряд преимуществ перед плавителями прямого нагрева [8, 44, 45, 46]:

• возможность работы с большими температурами (до 3000°С);

• больший ресурс работы плавителя из-за отсутствия непосредственного контакта расплава и конструкции плавителя, что создает условия для решения проблемы эрозии материала плавителя и повышения его срока службы;

• большее удобство и скорость замены плавителя;

• более гибкое управление процессом (в т.ч. наличие возможности практически полной автоматизации работы плавителя), обусловленное низкой инертностью процесса;

• отсутствие погружных электродов;

• меньшие габаритные размеры плавителя;

• глубинный характер нагрева расплава высокочастотным полем и конвективное перемешивание расплава, позволяющие интенсифицировать процесс плавления и уменьшить унос радионуклидов; большая удельная производительность из-за наличия конвективного перемешивания расплава;

• обеспечение отверждения отходов в более тугоплавкие и химически стойкие стеклоподобные и кристаллические матрицы.

Стоит также отметить, что в настоящее время эта технология применяется не только в иммобилизации РАО, но и во многих других технологических целях: достаточно упомянуть создание новых монокристаллов высокой химической чистоты с однородной кристаллической структурой [47], создание специальных сплавов на основе И и А1.

В настоящее время методом ИПХТ в промышленном масштабе организовано производство монокристаллов кубического диоксида циркония (фианиты), синтезируются высокоогнеупорные материалы специального применения [48], производятся высокочистые материалы для выращивания кристаллов и для создания композиционных материалов с использованием оксидных волокон. Также активно ведутся исследования по применению ИПХТ для остекловывания высокоактивных радиоактивных отходов (ВАО) [49].

Модернизация и разработка новых устройств ИПХТ, связанных с получением высококачественных материалов, а также повышение их производительности и надежности, достижение высокой степени ресурсосбережения и безопасности нового поколения этих установок, требуют всестороннего понимания физических процессов, происходящих при их работе. Между тем, экспериментальное определение характеристик подобных процессов, особенно внутри объема расплава, достаточно сложно из-за высоких температур и электрических напряжений. В этой связи становится весьма актуальным изучение и анализ физических процессов работы установок ИПХТ на основе их физических моделей. Однако, несмотря на длительное время развития рассматриваемой технологии, описание многих ее процессов носит во многих случаях весьма приближенный характер. Это касается и работы ВЧ-генератора, и процессов собственно плавления в тигле, и тем бО|лее рассмотрения работы всей системы генератор-индуктор-тигель [50]. Подобное обстоятельство объясняется большим количеством физических процессов, сопровождающих работу всей системы, которые требуют для описания электродинамических, теплофизических, электрических, радиочастотных и, наконец, гидродинамических подходов. Положение также усугубляется принципиальной нелинейностью данных процессов. Нельзя также не принимать во внимание довольно сложную трехмерную геометрическую конфигурацию системы индуктор-тигель, что значительно усложняет численную реализацию соответствующих моделей.

Отметим также, что использование технологии ИПХТ в промышленном производстве сопровождается весьма высокими энергозатратами на плавку, составляющими 3-15 кВт-ч на 1 кг расплава, при этом мощность установок составляет сотни кВт [3, 19]. В этой связи весьма важной проблемой при реализации и совершенствовании данной технологии, а также создании установок следующих поколений является значительное повышение их энергетической эффективности. Одним из направлений решения данной проблемы является обеспечение условий согласования работы ВЧ-генератора плавильной установки с нагрузкой, которая представляет собой систему индуктор-тигель с расплавом. Однако, как показывает практика, далеко не всегда параметры ВЧ-генератора соответствуют в этом смысле характеристикам данной системы и поэтому реальные значения энергетической эффективности установок ИПХТ не столь велики.

Целью настоящей работы является исследование и анализ физических явлений, происходящих в установках ИПХТ, которые сопровождаются как процессами варки стекломассы непосредственно в тигле, так и работой генератора с самовозбуждением на нелинейную нагрузку, которой является т.н. нагрузочный контур, включающий индуктор и тигель с расплавом. Эти исследования проводятся на основе разработанных физических моделей установки ИПХТ, чья численная реализация осуществляется с помощью таких пакетов, как Ansoft Maxwell, Comsol Multiphysics, Microcap [51, 52, 53, 54]. Для того чтобы иметь возможность использовать экспериментальный материал, соответствующие расчеты ориентированы на экспериментальную установку ВЧИ11-60/1,76, расположенную на экспериментальной площадке МосНПО «Радон» [55].

Научная новизна заключается в следующем:

1. С использованием построенных 20 и ЗЭ физических моделей получены пространственные распределения индукции магнитного поля, плотности вихревых токов, объемной плотности мощности омических потерь, температуры и мощности тепловых потоков для реальной геометрии действующей системы индуктор-тигель с расплавом, включая т.н. «мертвую зону», в линейном и нелинейном режиме. На основе обработки экспериментальных осциллограмм токов и напряжений с помощью разработанных и установленных на установку ИПХТ датчиков [56] обосновано проведение анализа процессов с учетом только первых гармоник.

3. Проведен анализ влияния гидродинамических течений в расплаве на его характеристики с использованием построенной модели, содержащей электродинамический, теплофизический и гидродинамический блоки, для реальной геометрии тигля с мертвой зоной, выявлены динамика прогрева стекломассы, наличие локальных вихрей, приводящих к перераспределению температур по объему расплава.

На защиту выносятся:

1. 3D нестационарная, нелинейная модель системы индуктор-тигель с расплавом для реальной геометрии экспериментальной установки ИПХТ, реализуемая с помощью пакетов Ansoft Maxwell и Comsol Multiphysic^; результаты анализа пространственного распределения электродинамических и теплофизических характеристик системы индуктор-тигель с расплавом в линейном и нелинейном режимах с помощью этой модели, результаты экспериментального определения температуры расплава и сравнения с расчетными данными.

2. Физическая модель установки ИПХТ на основе ее представления в виде эквивалентных схем, которые определяются на основе номиналов ее электрических цепей или за счет моделирования электрофизических процессов в тигле; результаты анализа с помощью этой модели повышения энергоэффективности ее работы, выработки генератором максимально возможной активной мощности и передачи ее в расплав.

3. Результаты анализа влияния диаметра и высоты тигля, количества витков индуктора на электро- и теплофизические характеристики расплава, а также влияния этих параметров на энергоэффективность работы генератора.

4. Результаты исследования динамики нагрева стекломассы в процессе поступления в тигель шихты, в том числе влияния скорости поступления и водяной компоненты шихты.

5. ЗО нестационарная нелинейная модель системы индуктор-ригель с расплавом с учетом гидродинамических течений в расплаве для реальной геометрии тигля, содержащего т.н. «мертвую зону», при этом численная реализация модели осуществляется с использованием пакета Сотзо! МиШрИуБК^; результаты проведенного с помощью этой модели анализа электро- и тепло-физических характеристик расплава, включая динамику прогрева стекломассы в объеме тигля с «мертвой зоной», поле скоростей течений стекломассы с зонами локальных вихрей, перераспределение температуры по объему расплава.

Достоверность результатов исследований, изложенных в работе, обеспечивается корректностью постановки задач теоретических исследований, использованием апробированных методов математической физики, подтверждается сравнением результатов моделирования с аналитическим расчетом тестовых задач и экспериментальными исследованиями на действующей экспериментальной установке И11ХТ [57].

Апробация работы. Основные результаты и положения диссертации были представлены на следующих конференциях:

• IV Международная конференция и выставка «Атомэко-2010», Москва, 28-29 октября 2010 г.

• V Международная конференция и выставка «Атрмэко-2011», Москва, 31 октября - 1 ноября 2011 г.

• Научная сессия НИЯУ МИФИ 2010 г.

• Научная сессия НИЯУ МИФИ 2011 г.

• Научная сессия НИЯУ МИФИ 2012 г.

Список работ, опубликованных в рецензируемых журналах:

1. A.B. Демин, О.В. Гаркуша, Е.И. Львов, С.П. Масленников, А.Э. Макеев, В.И. Коротеев, A.C. Сурков, Э.Я. Школьников Моделирование электро- и те-плофизических процессов в установке для остекловывания PAQ. // Ядерная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. №2. С. 1-7.

2. О.В. Гаркуша, A.B. Демин, Е.И. Львов, Н.Е. Львов, С.П. Масленников, А.Е. Новожилов, В.А. Павловский, Э.Я. Школьников. Энергоэффективные режимы работы установки индукционного плавления в холодном тигле для утилизации РАО. // Ядерная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. С. 1-5.

Заключение диссертации по теме "Электрофизика, электрофизические установки"

Основные результаты работы сводятся к следующему:

1. Построена 3D нестационарная нелинейная модель системы индуктор-тигель с расплавом для реальной геометрии экспериментальной установки ИПХТ.

2. Проведены измерения температуры расплава на его поверхности и в глубине с использованием трех датчиков различных типов.

3. Построена физическая модель системы генератор-индуктор-тигель с питанием индуктора от генератора ВЧИ11-60/1,76, включающая в себя первичный высоковольтный источник питания, электрический фильтр, ВЧ-генератор с самовозбуждением на базе лампового триода типа ГУ66-А, работающего в режиме самовозбуждения, передающую линию и нагрузочный контур, в состав которого входят индуктор и тигель с расплавом.

4. Параметры элементов нагрузочного контура, которые подставляются в модель системы генератор-индуктор-тигель, определялись на основе конкретной геометрической конфигурации индуктора и тигля с помрщью пакета Ansoft Maxwell. С помощью построенной модели проведен анализ работы полной системы ВЧ-плавителя.

5. С помощью разработанной модели рассчитаны некоторые энергетические характеристики установки. Из сопоставления расчетных данных и данных, полученных на экспериментальной установке, видно, что они удовлетворительно соответствуют друг другу.

6. Проведена оптимизация геометрической конфигурации системы индуктор-тигель для увеличения энергоэффективности установки.

7. Проведено исследование динамики нагрева стекломассы при поступлении в тигель шихты в процессе плавления. Основным уравнением задачи является уравнение баланса мощностей.

100

8. Построена модель системы генератор-индуктор-тигель с прступлением шихты во время плавки, которая может быть использована оператором установки для остекловывания РАО как для принятия оперативных решений, так и для планирования технологического режима плавки. Предложена эквивалентная схема и модель для расчета распределения активных потерь в генераторе.

9. Разработана физическая модель системы индуктор-тигель с расплавом, где реализовано ее гидродинамическое описание. Структурно модель состоит из трех взаимосвязанных частей (блоков): электромагнитной, термодинамической и гидродинамической.

10. С помощью построенной модели проанализирована динамика нагрева расплава. Получены распределения скоростей течений, температуры расплава в разные моменты времени, которые показали, что прогрев начинается в области наибольшего энерговыделения, расположенной в середине зоны индуктора ближе к боковой поверхности тигля. С течением времени температура в этой области повышается, что сопровождается в этой же области увеличением давления и уменьшением плотности стекломассы.

11. Получена стационарная картина поля скоростей течений в расплаве. В соответствии с этой картиной можно выделить центральное течение, направленное от области индуктора к нижней части тигля. Это течение вытесняет стекломассу из «мертвой зоны», которая вовлекается в движение, образуя еще одно течение, направленное к верхней части тигля. Наличие в объеме тигля данных гидродинамических течений расплава приводит к изменениям в распределении таких характеристик, как плотность вихревых токов, объемная плотность омических потерь и температура.

Заключение.

Список источников диссертации и автореферата по физике, кандидата технических наук, Демин, Антон Вячеславович, Москва

1. Проблемы обращения с радиоактивными отходами в России // Бюллетень по атомной энергии. М.:ЦНИИатоминформ. 2002. №6.

2. Шульга И. Обращение с радиоактивными отходами. Великобритания. М.:ЦНИИатоминформ. 2002. №8(2041).

3. Никифоров A.C., Куличенко В.В., Жихарев М.И. Обезвреживание жидких радиоактивных отходов. М.:Энергоатомиздат. 1985.

4. Агапов A.M., Арутюнян Р.В. Проблемы РАО и ОЯТ: перспективы их решения // Атомная стратегия. 2004. Т. 9. С. 8.

5. Глаголенко Ю.В., Дзекун Е.Г., Ровный С.И. и др. Переработка отработавшего ядерного топлива на комплексе РТ-1: история, проблемы, перспективы. // Вопросы радиационной безопасности. 1997. №2. С. 1-12.

6. Петров Ю.Б., Лопух Д.Б. и др. Авторское Свидетельство №1325820. Холодный тигель. Заявлено 21.11.1985.

7. Лопух Д. Б. Современные направления и новые результаты исследований ИПХТ. // Индукционный нагрев. 2008. №6. С. 27-37

8. Петров Ю.Б., Ратников Д.Г. Холодные тигли. // Металлургия. М. 1972. -103 с.

9. Иванов В.Н., Брыков С.И., Алой A.C. и др. Отверждение плутонийсодер-жащих пульп с использованием СВЧ нагрева. // Материалы международной научно-технической конференции «Электротехнологии XXI века (ЭлТех-2001)». Санкт-Петербург. 4-5 апреля 2001г.

10. Кушников В.В., Матюнин Ю.И., Смелова Т.В. Индукционное плавление в холодном тигле для иммобилизации плутонийсодержащих отходов // Атомная энергия. 1997. Т. 83. Вып. 5. С. 336-341.

11. Алой А.С., Борисов Г.Б., Васильев А.В. и др. Исследование процесса ос-текловывания радиоактивной пульпы с использованием СВЧ нагрева // Вопросы материаловедения. 2002. №2. С. 29-35.

12. Васильев А.В., Кудинов К.Г., Бычков С.И. и др. Исследование процесса остекловывания радиоактивной пульпы с использованием СВЧ нагрева. // Вопросы радиационной безопасности. 2000. №2. С. 29-35.

13. Алой А.С., Кузнецов Б.С., Иванов Е.Ю. Микроволновая переработка жидких среднеактивных отходов химико-металлургического производства. // Вопросы радиационной безопасности. 2010. №3(59). С. 60-65.

14. Шарафундинов Р. Б. Некоторые аспекты системного подхода к нормативному регулированию безопасности при обращении с радиоактивными отходами // Вопросы радиационной безопасности. 2002. №2(26). С. 3-20.

15. Миунг-Джаи Сонг. Остеклованные отходы II Атомная техника за рубежом. 2003. №10. С. 14-18.

16. Ахунов В.Д., Борзунов А.И., Егоров Н.Н. Государственная техническая политика в области обращения с радиоактивными отходами и отработавшим ядерным топливом в России // Вопросы радиационной безопасности. 1998. №4(12). С. 3-14.

17. Chen Y., McGrail В.P., Engel D. W. Source term analysis for Hanford low activity tank waste using the reaction-transport code Arest-CT // Sci. Basis Nucl. Waste Manag. XX. 1996. P. 1051-1058.

18. Соболев H.A., Лифанов Ф.А., Стефановский C.B. и др. Остекловывание радиоактивных отходов методом индукционного плавления в холодном тигле // Физика и химия обработки материалов. М.:Наука. 1994. №4-5. С. 161-170.

19. Дмитриев С.А., Стефановский C.B. Обращение с радиоактивными отходами: Учеб. Пособие // РХТУ им. Д.И. Менделеева. М. 2000. 125 с.

20. Maillet J., Sombret С. Остекловывание высокоактивных отходов. Опыт Франции. International conference on nuclear power performance and safety. -Vienna, Austria, 28 Sept. - 20 Oct. 1987.

21. Лифанов Ф.А., Стефановский C.B., Кобелев А.П. и др. Индукционная тигельная печь для варки стекла // Стекло и керамика. 1991. №7. С. 10-11.

22. Лифанов Ф.А., Соболев H.A., Стефановский C.B. и др. Способ остекло-вывания радиоактивных и токсичных отходов в плавителе. Патент RU 2035073, кл. G21F, опубл. 10.05.1995.

23. Алой A.C., Долгов В.В., Кузнецов К.В. и др. Обращение с высокоактивными отходами, образующимися в процессе регенерации ядерного топлива. М.:ЦНИИатоминформ. 1987.

24. Ключников A.A., Пазухин Э.М., Шигера Ю.М. и др. Радиоактивные отходы АЭС и методы обращения с ними. Чернобыль. 2005.

25. Кушников В.В., Матюнин Ю.И., Смелова Т.В. Использование индукционного плавления в холодном тигле для иммобилизации плутония // Вопросы материаловедения. 1997. №5. С. 163-170.

26. Соболев H.A., Дмитриев С.А., Лифанов Ф.А. и др. Установка с охлаждаемым индукционным плавителем для остекловывания жидких радиоактивных отходов. Патент RU 2152653, кл. G21F, опубл. 10.07.2000.

27. Мусатов Н.Д., Пастушков В.Г., Полуэктов П.П. Компактирование радиоактивных теплоизоляционных материалов и строительных отходов методом переплавки в холодном тигле // Атомная энергия. 2005. Т. 99. Вып. 3. С. 167-171.

28. Бындин В.М., Добровольская В.И., Канаев И.А. и др. Оборудование для индукционной плавки оксидов в холодных тиглях // Огнеупоры. 1983. №2. С. 41-45.

29. Куликова Е.Б., Добрыгин П.Г. Оборудование для остекловывания радиоактивных отходов. Обзорная информация. СвердНИИхиммаш. 1987.

30. Соболев И.А., Лифанов Ф.А., Стефановский C.B. и др. Обезвреживание жидких радиоактивных отходов // Стекло и керамика. 1987. №6. С. 401-405.

31. Румянцев В.В. Остекловывание отходов с высоким уровнем активности // Атомная техника за рубежом. 1992. №4. С. 24-26.

32. Лопух Д.Б., Любомиров A.M., Мартынов А.П. и др. Использование индукционной плавки в холодных тиглях (ИПХТ) при обращении с РАО // Вопросы материаловедения. 1997. №5(11). С. 100-103.

33. Jouan A., Boen R. е.а. Остекловывание отходов в холодном тигле // 103rd Annual Meeting and Exposition, Indianapolis, Indiana, apr. 22-25, 2001: Amer. Ceram. Soc. 2001. 2001. P. 70-71.

34. Ляшенко A.B. Применение СВЧ-энергии для защиты окружающей среды от высокоактивных отходов // Безопасность жизнедеятельности. 2002. №1. С. 22-27.

35. Способ обработки высокотоксичных промышленных отходов. Патент RU 2176417, кл. G21F, опубл. 27.11.2001.

36. Васильев А., Кудинов К, Бычков С. Локализация радионуклидов в стек-локристаллические материалы с помощью СВЧ нагрева // «Инновационные технологи 2001». Материалы международного научного семинара. 20-22 июня 2001 г, г Красноярск. 2001. Т. 2. С. 105-108.

37. Комаров В.И., Молохов М.Н., Сорокин A.A. и др. Остекловывание радиоактивных отходов с использованием СВЧ-энергии // Атомная энергия. 2005. Т. 98. Вып. 4. С. 288-293.

38. Молохов М.Н. Переработка радиоактивных отходов с использованием сверхвысокочастотной энергии // Технология машиностроения, 2000. №4. С. 60-62.

39. Борисов Г.Б., Куркумели A.A., Молохов М.Н. Использование СВЧ-энергии при переработке высокоактивных отходов // Атомная энергия. 1992. Т. 73. Вып. 3. С. 210-214.

40. Петров Ю.Б. Индукционная плавка окислов. Л.:Энергоатомиздат. 1983. — 104 с.

41. Лопух Д.Б. Обоснование новой российской концепции построения установки остекловывания радиоактивных отходов методом индукционной плавки в холодных тиглях // Вопросы радиационной безопасности. 2009. №2. С. 26-32.

42. Gerdes K.D., Marra J.C., Roach J.A. e.a. The US DOE Office of Environmental Management International Cooperative Program: Overview of Technical Tasks and Results I I Proceeding of WM2010 Conference, March, 7-11, 2010, #10084, Phoenix, AZ, USA.

43. Петров Ю.Б., Шкулъков A.B., Печенков А.Ю. Получение высокочистых кристаллических оксидных материалов индукционной плавкой в холодном тигле // Высокочистые вещества. 1989. №3. С. 136-140.

44. Александров В.И., Осико В.В., Прохоров A.M. и др. Получение высокотемпературных материалов методом прямого высокочастотного плавления в холодном контейнере // Успехи химии. М.:Наука. 1978. Т. 47. Вып. 3. С. 385427.

45. Лопух Д.Б., Вавилов А.В., Мартынов А.П. и др. Современны^ инструменты для исследования индукционной плавки в холодном тигле // Автоматизация и современные технологии. 2010. №11. С. 24-31.

46. Слухотский A.E., Рыскин C.E. Индукторы для индукционного нагрева. JL: Энергия. 1974.

47. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Теоретическая физика. В десяти томах. Том VI. Гидродинамика. М.:Физматлит. 2006. — 736 с.

48. Алой A.C., Борисов Г.Б., Васильев A.B. и др. Иммобилизация радиоактивных отходов в фосфатную и боросиликатную матрицы // Материалы 6-й научно-технической конференции Сибирского химического комбината, г. Се-верск. 2001. Ч.З. С. 103-108.

49. Соболев И.А., Ожован М.И., Щербатова Т.Д. и др. Стекла для радиоактивных отходов. М.:Энергоатомиздат. 1999.

50. Диденко А.Н. СВЧ-энергетика. Теория и практика. М.:Наука. 2003.

51. Лопух Д.Б., Полеводов Б. С., Чеплюк С.И. и др. Математическая модель индукционной варки стекла в холодном тигле // Индукционный нагрев. 2009. №9. С. 23-29.

52. Кингери УД. Введение в керамику.

53. Физические величины: справочник / Под ред. Григорьева И.С., Мейли-ховаЕ.З. М.:Энергоатомиздат. 1991.

54. Wilcox D. С. Turbulence Modeling for CFD. 1994.

55. Кутепов A.M., Полянин АД., Запрянов ЗД. и др. Химическая гидродинамика: Справочное пособие. М.:Квантум. 1996.

56. Электротермическое оборудование: справочник / Под ред. Альтгаузена А.П. М.:Энергия. 1980.

57. Каплявский А.Е., Лысенко А.П., Полотовский Л. С. Теоретические основы электротехники. Изд. 2-е. Учеб. пособие для электротехнич. и энергетич. специальностей вузов. М.:Высшая школа. 1972.

58. Лопух Д.Б., Петров Ю.Б., Печенков А.Ю. и др. Способ стартового нагрева неэлектропроводных материалов в индукционной печи. Патент RU 2009426 С1, кл. F27D, опубл. 15.03.1994.

59. Соболев H.A., Лифанов Ф.А., Князев O.A. и др. Способ создания стартового расплава в индукционных печах с холодным тиглем при остекловывании радиоактивных отходов. Патент RU 2091875 С1, кл. G21F, опубл. 27.09.1997.

60. Крейт Ф., Блэк У. Основы теплопередачи. Пер. с англ. под ред. АнфимоваН.А. М.:Мир. 1983.

61. Дмитриев М.С., Зверев Б.В., Кобелев А.П. и др. СВЧ-система стартового запуска холодного тигля // Сборник научных трудов научной сессии МИФИ. М.:МИФИ. 2005. Т. 8. С. 31.

62. Разработка макета СВЧ-установки стартового запуска холодного тигля для остекловывания РАО. Итоговый отчет по НИР, х/д тема № 84-3-014-852. М.:МИФИ. 2005.

63. Дмитриев М.С., Зверев Б.В., Коляскин АД. и др. Запуск холодного тигля с использованием микроволнового излучения // Медицина труда и промышленная экология. 2006. №2. С. 40-42.

64. Демин A.B., Гаркуша О.В., Львов Е.И. и др. Моделирование электро- и теплофизических процессов в установке для остекловывания РАО // Ядерная физика и инжиниринг. 2011. Т. 2. №2. С. 1-7.

65. Фелыитейн A.JI. Справочник по элементам волноводнрй техники. Л.:ГосЭнергоИздат. 1963.

66. Митра Р., Ли С. Аналитические методы теории волноводов (перевод с английского под редакцией Г.В. Воскресенского). М.:Мир. 1974.

67. Рамо С., Уиннери Дж. Поля и волны в современной радиотехнике: Пер. с англ. М.:Гостехтеоретиздат. 1948.

68. Калантаров П.Л., Цейтлин Л.А. Расчет индуктивностей /справочная книга/. Л.:Энергия. Ленингр. отд-ние. 1970. 416 е., ил.

69. Roach J.A., Lopukh D.B., Martynov А.Р. е.а. Advanced Modeling of Cold Crucible Induction Melting for Process Control and Optimization. WM2008 Conference. February 24-28, 2008, #8359, Phoenix, AZ.

70. Львов Е.И., Львов H.E. Моделирование процессов в высокочастотной установке ВЧИ11-60/1,76 // Научная сессия МИФИ-2008, сборник научных трудов. 2008. Т. 5. С. 138-139.

71. Umbrasko А., Вааке Е., Nacke В. е.а. Thermal and Hydrodynamic Analysis of the Melting Process in the Cold Crucible Using 3D Modeling // Heat Transfer Research. 2008.

72. Павлов С., Якович A. Multiphysics: многодисциплинарное моделирование металлургических магнитогидродинамических технологий // CAD/CAM/CAE Observer. 2009. №3(47). С. 61-69.

73. Лопух Д.Б., Полеводов Б.С., Чеплюк С.И. и др. Численная 2D электродинамическая модель индукционной варки стекла в холодном тигле при двух-частотном нагреве // Индукционный нагрев. Санкт-Петербург. 2011. Март. №1(15). С. 23-28.

74. Полеводов Б. С. Математические модели индукционной плавки в холодном тигле // Электричество. 2002. №7. С. 43-48.

75. Pericleous К., Bojarevics V., Djambazov G. е.а. Experimental and numerical study of the cold crucible melting process // Third International Conference on CFD in the Minerals and Process Industries. 2003.