CC BY
46
Еще одно преимущество конструкции дозатора в том, что отсутствует боковое давление на частицы продукта, так как продукт имеет меньшее вертикальное перемещение. Целесообразно повысить быстродействие привода шиберной заслонки по сравнению с приводом шибера, это возможно, так как масса шиберной заслонки намного меньше массы шибера с мерными объемами.
Получены рекомендации по выбору конструкции дозатора. Итоговый вариант дозатора имеет более высокую производительность по сравнению с аналогами, устранены имеющиеся недостатки.
V. L. Javner, I. A. Sineokova DISPENSING EQUIPMENT FOR FILLING BULK PRODUCTS WEIGHING UP TO 5 G
The results of technological process offilling bulk products including developing dispensing unit for filling bulk products weighing up from 0,2 to 5 g are determined. Designed circuit and constructive solutions of dispensing unit for filling bulk products. Two types of gate portioners with closed and open dimensional volume are analyzed.
Keywords: Filling, packaging, sashet, bulk products, technological process, performance, algorithm of work, gate portioner.
Жавнер Виктор Леонидович — профессор кафедры «Автоматы» ГОУ ВПО «СПбГПУ», д-р техн. наук, профессор, [email protected].
Синеокова Ирина Анатольевна — старший преподаватель кафедры «Теория механизмов и машин» ФГБОУ ВПО ПсковГУ, [email protected].
УДК 66-9
А. М. Ветлицын, Ю. А. Ветлицын
К ВОПРОСУ АВТОМАТИЗАЦИИ ПРОМЫШЛЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА SIC КАРБИДА КРЕМНИЯ НА ОСНОВЕ РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА
Для надежного контроля и управления процессом плавки в автоматизированном производстве карбида кремния смоделировано эмпирическое решение формулы 3, позволяющие найти приблизительное значение температуры в центральной зоне печи сопротивления, где электрическая энергия превращается в тепловую.
Ключевые слова: карбид кремния, автоматизированный контроль, плавка.
1. Промышленный способ производства SiC в печах сопротивления описывается химической схемой углетермического восстановления кремнезема [1].
8Юг тв плавление > 8Ю2 ж
БЮгж+С -► БЮг + СО I. Т>2000К
БЮг + С-------------► БЮ + СО
БЮг+БЮ -----------► 81 + СО
Т<2700К
81 + С4” т>2710К ' 8Ю Т<2190К
►
=►
810 г Т>2200К 8Ю2 + 81
2. Процессы тепло- и массопереноса в большинстве научных работ моделируются для основной химической реакции:
3С + 8Ю2 = 8Ю + 2СО. (2)
Описание процесса тепло- и массопереноса сводится к совместному решению уравнений теплового баланса, сохранения массы и химической кинетики, дополненных уравнениями фильтрации и состояния газа [1].
V 5Т 5Г.5Т т ^ рА
1- с“р^т *
^ = -А(ру ) + рА д «Л.
51 5х^ ср) НА (уц)д 51
^ = К (Т )х---------1 ^
51 ' К- П+1 [1 -(1 -Л)1/3]
5р
= К (Т К п+1 1 13 ^ (3)
Уср Кф"
ох
р=—£— ЯТ П^2а3
С начальными и граничными условиями:
1 = 0: Т = Т0; ^ = ; р = р0; П = П0 = сош1;
х = 0: = {"»(1)<1 * 10 . „ср = 0;
8х [ 0,1 > 10 °р
5Т
х = Ь: -X— = (оо + С2а3Р х у)(Т - Т0 ); V = Уср х П 5х
где п = (рА _Ра )/рА — глубина превращения; с^, р^, ^, — удельные теп-
лоемкости, плотности, стехиометрические коэффициенты и молекулярные веса исходных веществ и продуктов реакции; рА и Ра — начальная и текущая концентрация вещества Аконд; р, С2аз, ^2а3 — плотность, приведенные теплоемкость и молекулярный вес газа; X - эффективный коэффициент теплопроводности; vCp, кср — скорость и коэффициент фильтрации; Т8, — температура
и мощность источника тепла на поверхности нагрева; р — давление; П — объ-
емная пористость; а — коэффициент теплоотдачи; Я — универсальная газовая постоянная; ро — приведенный размер элементарной реакционной ячейки;
, . |0, ТБ < Тпл 81о2
К(Т' “ [Ко ехр(-Б / ЯТ), Т§ < Тпл 81о2
3. Решение системы (3) вывести в общем виде, скорее всего, не возможно. Для практических целей контроля и управления процессом плавки предлагается смоделировать эмпирическое решение, рассчитывающее приблизительное значение температуры в центральной зоне печи сопротивления (где происходит основное превращения электрической энергии в тепловую).
Предположим, что на бесконечно малом интервале времени изменение температуры описывается следующим выражением:
а© = (кнагр хшхех-Кизм хшхеу)ё1 (4)
где Кнагр — [К/(час*кг)], функция повышения температуры печи от источников энергии; Кизм — [К/(час*кг)], функция изменения температуры печи под действием окружающего воздуха; х — функция, связывающая выделение энергии и возможность поглощения энергии печью; у — функция, связывающая отвод тепла в атмосферу и запас теплоты в печи; ш — масса, загруженной печи, кг.
4. Применительно к технологии промышленного производства карбида кремния, используемой на ОАО «ВАЗ», предлагаются следующие выражения искомых функций:
X = И2 х 12/РН0М ,
X = и2 х 12 — [ВА], мощность, отданная со вторичной обмотки печного трансформатора,
Рном — [ВА], номинальная мощность самоходной печи.
У = (®тек _ ®окр )/(®тек + 273),
©тек — [С], температура в печи на момент изменения,
©0Кр — [С], температура окружающего печь воздуха,
^1нагр _ КЬнагр/(®тек + 273),
К1охл = КЬизм/ (® тек + 273),
К1нагр = f (ш^хим) — [КхК/(час^кг)], коэффициент нагрева, зависящий от изменения массы печи и эндотермических процессов при химических реакциях, К10ХЛ = f (ш,Wxим ) — [КхК/(часхкг)], коэффициент охлаждения, зависящий от
изменения массы печи и эндотермических процессов при химических реакциях.
5. Расчет температуры в центральной зоне печи выполняется при следующих допущениях:
На протяжении процесса плавки карбида кремния в печи протекают эндотермические химические реакции с отведением некоторых продуктов реакции в атмосферу [2]:
^1О2(ж) + С = 81О(Г) + СО, АО? = 15960 - 77,94 х Т 81О(Г) + 2С = 81С( Т) + СО, Л02 = -5875 - 4,02 х Т 1 / 281О2(ж) + 3 / 2С = 1 / 281С + СО, ЛО^О = 768 - 40,98 х Т 1 / 281О2(ж) + С = 1 / 281(Ж) + СО, Ао4 = 83700-43,2 х Т (5)
1 / 281О2(ж ) + 81С( Т) = 3 / 281(Ж) + СО, АО0 = 97380 - 47,64 х Т 2§1О2(ж) + 81С( Т) = 381С(Г) + СО, АО° = 224900 -104,19 х Т
§1О2(ж) + 81(Ж) = 281О(г), АО0 = 151800 - 79,48 х Т
При таких условиях масса загруженной печи уменьшается, а коэффициенты К1нагр, К1охл, увеличиваются, поэтому для расчета предлагается принять:
(ш х К1нагр) = (ш х К1охл) = 11000 [КхК/час].
Из многолетней практики ОАО «ВАЗ» замечено, что оптимальная среднечасовая мощность процесса соответствует 2,6-3,2 МВА, поэтому принимаем: Рном = 3000000 ВА;
Технологический процесс плавки начинается при окружающей температуре равной температуре воздуха, а после нескольких часов (2-3 в стандартной загрузке), газы, выделяющиеся из печи, разжигают, что приводит к повышению температуры, окружающего печь воздуха. В расчете принято, что розжиг возможен при нагреве печи до 250°С, а температура окружающего воздуха после розжига повышается на 250°С.
6. Для перехода к расчету текущей температуры учтем, что постоянная времени нагрева печи Тнагр>10 час. Тогда расчет температуры на конечном интервале времени, меньшем Тнагр можно произвести по выражению:
©кон = ©нач + Д1х 110000 х (еих1/300000 - 1)/(©нач + 273) - А1 х 110000 х
х' е(8-’-в°">Ав" +273)- 11/(0нач + 273)
V Л
®нач — [°С] температура в начале временного интервала; ©кон — [°С] температура в конце временного интервала; А1 — [час], расчетный интервал времени.
Результаты расчетов представлены графическими зависимостями расчетной температуры от времени процесса плавки. Для оценки точности расчета составлена сводная таблица результатов, где приведены результаты плавок и ориентировочные интервалы температурных диапазонов процесса.
Рис. 1. Изменение температуры (°С) в центральной зоне печи от времени (час)
плавки-охлаждения
Рис. 2. Изменение температуры (°С) в центральной зоне печи от времени (час)
плавки-охлаждения
Рис. 3. Изменение температуры (°С) в центральной зоне печи от времени (час)
плавки-охлаждения
Рис. 4. Изменение температуры (°С) в центральной зоне печи от времени (час)
плавки-охлаждения
Рис. 5. Изменение температуры (°С) в центральной зоне печи от времени (час)
плавки-охлаждения
На рисунках 1-5 представлены расчетные графики © = £ (Ї) температуры в центральной зоне печи от времени процесса плавки.
Рисунок 1 — стандартная процедура плавки с поддержанием средней мощности. Рисунок 2 — стандартная процедура плавки с поддержанием средней мощности, с паузой на удержание лимита электроэнергии.
Рисунок 3, 4 — процедура плавки с повышенной мощностью разогрева в начале процесса.
Рисунок 5 — процедура плавки с поддержанием средней мощности для печи с греющего керна.
Процесс формирования блока 8ІС происходит в основном в диапазоне температур 2000-2500°К, при более высоких температурах 8ІС разлагается на 8І и С, а при температурах более 2700°К 8І и С в газообразных фракциях улетучиваются из печи [1].
Для косвенной оценки диапазона разложения 8Ю в табл. 1 представлены фактические результаты замеров после процессов плавки.
Таблица 1
№ печи, (особенности) Дата плавки Время образования блока Sic в центральной зоне, час Время разложения блока Sic в центральной зоне, и образования блока Sic в верхних слоях, час Графит, см х см, Исходный, Конечный, Разность (вертикально х горизонтально)
80 19-21 июля 11,5 10,3 2250 = (45 х 50) 7350 = (75 х 98) 5100
11 28-30 июля 12 10 0 9 ) 5 05 5) х 8 £ X 1 1 § 0 ( Ю II 20 8 7
32 27-29 июля 12,7 13,5 2250 = (45 х 50) 7007 = (77 х 91) 4757
32 31 июля -02 августа 11,1 1,5 2250 = (45 х 50) 7050 = (75 х 94) 4800
2 01-03 августа 13,2 10,2 2250 = (45 х 50) 9888 = (96 х 103) 7638
46 03-05 августа 11,9 9,9 2250 = (45 х 50) 8000 = (80х100) 5388
32 05-07 августа 10,4 3,5 2250=(45х50) 6188 = (68 х 91) 3938
32 10-12 августа 11,3 3,7 2250 = (45 х 50) 8216 = (79 х 104) 5966
70 13-15 августа 11,2 6,1 2250 = (45 х 50) 8925 = (85 х 105) 6675
73 17-19 августа 11,3 4,4 2250 = (45 х 50) 8525 = (82 х 104) 6275
46, (CUMI) 17-19 августа 0 — 1200 = (30 х 40) 1566 = (27 х 58) 366
32 19-21 августа 11,4 3,4 2250 = (45 х 50) 8360 = (88 х 95) 6110
32 24-26 августа 11,2 3,1 2250 = (45 х 50) 6734 = (74 х 91) 4484
32 29-31 августа 10,2 7,8 2250 = (45 х 50) 5760 = (64 х 90) 3510
89, (CUMI) 01-04 сентября 5,7 — 1200 = (30 х 40) 1800 = (30 х 60) 600
32 09-11 сентября 11 5,3 2250 = (45 х 50) 7644 = (84 х 91) 5394
100, (CUMI) 09-11 сентября 0 — 1200 = (30 х 40) 3828 = (58 х 66) 1628
Времена образования и разложения 8Ю приблизительно определены из температурных графиков, началом образования считалась температура 2000°С, начало разложения 2300°С, на точность расчета оказывают влияние следующие факторы:
- точность измерения вторичного напряжения трансформатора (±10%);
- дискретность расчета температуры по карте электрорежима (2 часа);
- точность учета момента розжига газов (±1 час).
Литература
1. Амосов С. Д. Макрокинетика углетермического восстановления кремнезема. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата физикоматематических наук. Черноголовка, 1986.
2. Соловейчик Э. Я, Удалов Ю. П., Лавров Б. А. Опробывание новых месторождений сырьевых материалов в производстве карбида кремния. Материалы научно-практической конференции волжского политехнического института (ВПИ), г. Волжский, Волгоградской области.
A. M. Vetlicyn, Y. A. Vetlicyn
TO THE QUESTION OF THE INDUSTRIAL COMPUTER-AIDED OF SIC OF CARBIDE OF SILICON
For reliable control and process of melting in the automated production of carbide of silicon control the empiric decision of formula is modelled 3, allowing to find an approximate value temperatures in the central area of stove of resistance, where electric energy grows into thermal.
Keywords: carbide of silicon, model of empiric decision of equalization 3, automated control and process of melting of carbide of silicon control.
Ветлицын Александр Михайлович — заведующий кафедрой «Технология обработки материалов» ФГБОУ ВПО ПсковГУ, канд. техн. наук, доцент.
Ветлицын Юрий Александрович — начальник базовой электротехнической лаборатории ОАО «Волжский абразивный завод».
