鋁電解槽換極過程界面變形和陽極電流分布變化規律研究

曹 曦,張欽菘,趙志彬,劉雅鋒,胡紅武,董 哲,吳海剛

(1.沈陽鋁鎂設計研究院有限公司,遼寧 沈陽 110001;2.聊城信源集團有限公司,山東 聊城 252000,3.內蒙古錫林郭勒白音華煤電有限責任公司,內蒙古 錫林郭勒 026208)

更換陽極是預焙陽極電解槽日常操作中最重要的一項操作,對電解槽的穩定性產生的擾動也最大。大多數鋁廠的新極溫度為室溫,而電解質溫度大多在910 ℃以上,這種900 ℃左右的溫度差不僅對熱平衡有巨大的沖擊,而且對電流分布,流動場分布以及電解質鋁液間的界面變形也有較大的影響。

為了減少換極對槽穩定性的影響,美鋁公司[1]試驗了將新陽極預熱到480～510 ℃之后再進行更換,取得了較明顯的效果:電流恢復速度加倍,電耗減少40 kWh/t-Al,電流效率提高0.5%～1%。迪拜鋁廠[2]也試驗了類似的技術,電流恢復到全電流70%的時間由15小時縮短到9小時。不過這項技術的設備投資較大,對全廠的物流改造力度也較大,因此還未普及。

在實際生產中,表征新極恢復程度最可行的一個指標是新極電流[3-4]。新極電流恢復時間是指新極電流從零恢復到全電流附近的時間,是鋁廠非常重要的一項技術指標。一些鋁廠的經驗已經表明[1,5],常溫新極放入熱電解質后,會迅速降低新極附近電解質的過熱度,從而使電解質發生凝固,逐漸在新極底部形成凝固電解質結殼或者其它雜質固體(例如換極過程中掉入的覆蓋料或炭渣等)。這層固體物質不導電,使得經過新極的電流非常低。當電解質溫度逐漸恢復后,固體阻礙層將逐漸消失,同時新極溫度也逐漸升高,因此新極的電流也逐漸升高。

埃肯鋁廠[6]試驗了不同換極順序對新極電流恢復速度的影響,發現新極兩邊的陽極為差不多一半壽命的陽極時,新極的恢復速度比常規的換極順序快很多,恢復時間從5天減少到2天,同時改善了電流分布。常規的換極順序中,新極的旁邊陽極有一個是只有4～5天壽命的次新極,對新極的溫度恢復有不利影響。該研究也顯示了溫度對新極電流恢復速度的重要性。不過一些槽型受到陽極區域重量平衡、陽極數量、陽極壽命等諸多限制,幾乎不能調整出上述理想的換極順序。

研究換極對電流分布和界面變形的影響規律可以為改善鋁電解槽在換極過程中的穩定性提供理論依據。我們首先建立了鋁電解槽的電磁場與流場的有限元仿真模型,對電流分布和流動及界面變形分布受換極過程的影響進行了分析,并且在某鋁廠數臺試驗槽上安裝了陽極電流在線監測系統,本文以該系統獲取的大量試驗數據為依據,統計分析換極對陽極電流造成的一些影響,并提出一些改進建議和措施。

1 計算機仿真模型

1.1 控制方程

(1)電場控制方程

任何電場分布都應同時滿足歐姆定律和電流守恒定律。三維物體的導電過程微分方程為:

(1)

σ——電導率,S/m;

p——電荷密度,C/m3;

φ——介電常數。

在本研究中,忽略局部充放電情況,即p=0,則電場方程可寫成:

(2)

式中:σx,σy,σz——材料的三維方向的電導率,S/m,隨溫度而變。

(2)電場邊界方程

假定的基準電位面為第一類邊界條件:

(3)

Si(i=1,2)——不同電位的邊界;

n——邊界法線方向。

電流流進和流出的界面為第二類邊界條件(即可確定流經該面的電流大小和流向,對稱面亦為第二類邊界條件,即流經的電流為零):

(4)

式中:σn——電導率,S/m;

Si(i=1,2)——不同電位的邊界;

n——邊界法線方向;

I——流過物體表面的電流,A/m2。

(3)磁場方程

磁場分布遵循麥克斯韋方程組:

(5)

(6)

(4)磁場邊界方程

在空氣包的表面設置磁感應強度。

(7)

(5)流場方程

電解質與鋁液是不可壓縮的粘性湍流流體,其流動的推動力主要有電磁力和氣泡運動的攪拌作用。其中電磁力決定了熔體在槽內的水平方向的總體流動形態,而氣泡運動只是對電解質的局部流動形態產生影響[7-14]。鑒于本文所關注的是槽內熔體的宏觀流動,忽略氣泡的作用。

本文針對電解質與鋁液這種雙流體計算體系,采用3D雷諾時均N-S方程模型求解熔體流場。

流體質量和動量控制方程如:

(8)

(9)

(10)

式中:ρ——電解質密度,kg/m3;

t——時間,s;

μeff——等效粘度,Pa/s;

在計算鋁液電解質間界面變形時,本文使用VOF自由面跟蹤法對界面變形進行跟蹤和計算[15]。

針對兩相流,其體積分數函數F如公式(11)所示。

(11)

式(11)中,F是空間和時間的流體體積分數函數。若F=1定義為單元內充滿了流體1(如鋁液Fmetal);若F=0,則說明單元內沒有流體1,充滿了流體2(如電解質Fbath);若0

相界面的跟蹤需要求解多種流體的體積分數連續方程,形式為:

(12)

(13)

式中:i——流體;

N——控制體內所包含的流體種類。

在VOF模型中,各物性參數Pm(如密度,粘度等)由控制體內流體的物性參數以及各相的體積分數共同決定,求解物性參數Pm如公式(14)所示:

(14)

1.2 計算機模型

以48個陽極的500 kA電解槽為對象建立電磁場和流場的計算機模型。

1.2.1 電場模型

(1)求解區域

電場模型求解區域涉及了電解槽內所有的導電部分,包含了陰極母線、陰極鋼棒、陰極炭塊與糊、鋁液、電解質、陽極組、陽極大母線、立柱母線等。

陽極電流由上一臺槽的陰極鋼棒流出,然后經陰極母線流入本臺槽的立柱母線,再由陽極大母線分配到各陽極中,形成如圖1所示的母線網絡。

圖1 由上下游槽組成的母線網絡模型

(2)邊界條件

邊界條件為以第一臺槽的立柱母線均勻流入電流,以最后一臺槽的陰極鋼棒端頭作為零電位等勢體。

(3)材料屬性

采用半石墨質材料陰極炭塊,其電阻率為20～40 μΩ·m。炭陽極的電阻率為40～50 μΩ·m。含有LiF和KF的電解質的電阻率采用如下公式:

lnσ=1.977-0.2×w(Al2O3)-0.0131×w(AlF3)-0.006×w(CaF2)-0.0106×w(MgF2)

-0.0019×w(KF)+0.0121×w(LiF)-1204.3/T

(15)

式中:w(AB)——添加劑(AB)的質量分數,%;

T——絕對溫度,K。

不換極的情況下假設電解槽處于理想情況,即所有陽極支路都有相同的電阻(同樣的陽極高度,極距,電解質電阻率等)。

1.2.2 磁場模型

(1)求解區域

在磁場的仿真模擬中,鐵磁物質對磁場分布有非常大的影響,而其它的非鐵磁物質對磁場幾乎沒有影響,將其導磁率的材料屬性設置成和空氣的屬性一樣。該模型計算的是鋁液和電解質中的磁場分布。對這部分磁場分布影響最大的鐵磁物質為槽殼鋼材料。

除了導電單元之外,模型中只包括槽殼和空氣,其中空氣包將整個槽殼包裹起來。磁場模型和上述的電場模型進行直接耦合計算。

(2)邊界條件

磁場模型的邊界條件為在空氣包的外表面設置磁感應強度為0。

1.2.3 流場模型

(1)計算區域

流場模型的計算區域僅為鋁液與電解質。

(2)邊界條件

鋁液層各表面設置為湍流壁面條件,電解質上表面為液體壁面條件,電解質的其它表面為湍流壁面條件。

(3)材料屬性

模型中使用的材料屬性和結構參數如下表1所示。

表1 結構參數和材料屬性

2 模擬結果分析

2.1 母線網絡電流再平衡

一般情況下陽極大母線能起到近似等勢體的作用。但在換極后,新極不導電會使得母線網絡的電流出現一定程度的再平衡現象。

模擬結果如圖2所示。在未換極的情況下,陽極電流之間的差別非常小,靠近立柱的A側陽極電流比B側多出僅1%左右。在更換角極A23A24的情況下(同樣假設其它陽極支路電阻相同),距離新極最近的陽極A22的電流比距離新極最遠的陽極B1多2.7%。從上述模擬結果看來,新極導致的電流再平衡現象只影響了1.7%左右的電流分布程度,不是電流分布變化的決定性因素。另外,陽極在換極前后電流大小變化量最大為5.3%。模擬結果表明,陽極大母線組成的母線網絡本身只會導致換極前后陽極電流大約5%的變化。

圖2 理想情況下的陽極電流分布模擬結果(1單位電流=500 kA/48,下同)

2.2 電場分布與水平電流

圖3為電場模型的模擬結果。圖中表示的電壓為歐姆壓降組成的電壓。總的歐姆壓降為2.354 V,再加上1.7 V左右的反電動勢,其總的槽電壓為4 V左右。

圖3 電解槽電壓分布圖

換極后一段時間內新極不導電或導電很少,而鋁液導電率很高,因此會在換極附近區域形成較大的水平電流。圖4為鋁液中的水平電流的模擬結果矢量圖,顯示了換中間極(A11A12)時的水平電流比不換極時有明顯變化,越靠近新極,水平電流越大,可達到不換極時的2倍～3倍。從圖中可以看出水平電流主要來自兩側鄰極和對向極,換角極(A1A2)的水平電流更大。

圖4 換極前后鋁液內水平電流變化

2.3 界面變形

水平電流的增加,會引起電磁力的變化,直接影響熔體流速與鋁液界面高度,產生界面變形或者發生界面波動。圖5為鋁液界面高度模擬結果云圖。

圖5 換極前后的鋁液界面高度變化

對比換極和不換極情況,在新極附近區域的鋁液界面變形幅度增加較明顯,可以達到4～10 mm。圖5顯示,在不換極的情況下,界面變形范圍為-35～31 mm(變形幅度為66 mm)。向上高變形區域主要集中在煙道段和出鋁端小面上。向下高變形區域主要集中在一側大面上。

換一組角部極時候(A1、A2)的界面變形范圍為-36～40 mm(變形幅度為76 mm),較未換極時刻界面變形差別很大。向上高變形區域主要在新換極A1、A2的下部。換一組中間極(A11、A12)時的界面變形范圍為-37～33 mm(變形幅度為70 mm),較換角部極的界面變形程度弱,變形區域也集中在新極附近區域。

以界面變形的區域面積所占比例來比較換極帶來的影響。對于界面變形超過10 mm的區域,換極前的比例為34.4%,換A11、A12后該比例升高為41.9%,換A1、A2后該比例升高為51%,幾乎是換極前的1.5倍。對于界面變形超過20 mm的區域,上述數據分別是3.7%,5.2%,8.5%,換A1、A2后是換極前的2.3倍。

換極后導電陽極數減少而引起電流密度增加(可使槽電壓提高60～70 mV左右),為了保持極距不降低,甚至適當提高極距,同時也為了補充能量,槽控機程序會在換極后在設定電壓基礎上額外附加一個電壓,稱之為換極附加電壓。

由此可見,換極附加電壓和鋁液界面變形是影響換極后極距大小的兩個主要因素。不過換極附加電壓只影響平均極距,不影響極距的區域分布差別,而鋁液界面高度的變化則會引起極距的重新分布。即使換極后整體極距沒有降低,極距之間的差距會變大,進而引起陽極電流分布的較大改變。

以一個平均極距4.93 cm的500 kA電解槽的陽極電流分布為例,使用上述電場模型可以計算出當某個陽極極距為4.53 cm和3.93 cm時(分別比平均極距低4 mm和10 mm),其陽極電流分別比平均電流增加了8%和21%。這兩種情況均明顯比單純的網絡再平衡中5%的電流變化要大。

3 試驗數據分析

3.1 陽極電流分布變化

我們開發了陽極電流在線監測系統,具體內容見文獻[4]。從某廠的500 kA電解槽的陽極電流試驗數據中發現,絕大多數情況下,換極后新極附近至少有一個陽極的電流會增大,而且增大幅度一般比上述母線網絡再平衡的模擬結果5.3%(見2.1節)大2倍～3倍。這是由于電解槽在實際運行過程中鋁液界面是有隆起的,母線網絡再平衡模型計算的是不考慮界面隆起的理想狀態,模型結果和測量值的差異說明了界面隆起對陽極電流的影響,這需要進一步深入研究。

例如圖6所示,某次換A9、A10后,A7、B7、B8、B9和B10的電流增加幅度均超過了15%。從統計上看,電流變化幅度大的陽極絕大多數都處于新極附近的位置,不過幅度最大的陽極位置則不確定,有可能是和新極同一側,也可能是另一側。

圖6 某次換新極A9、A10前后全槽陽極電流變化幅度

3.2 陽極電流波動程度變化

文章[4]中論述了極距降低是導致陽極電流波動增強的重要原因。當換極后鋁液界面變形對極距的影響占主要因素時,會出現有些陽極的極距比換極前小很多;或者水平電流過大引起鋁液界面的大幅波動,這二者都容易導致陽極電流的大幅波動。

從試驗數據的統計分析來看,一般情況下的換極后沒有出現電流的大幅波動,這要得益于合理的換極附加電壓。例如圖7所示,某次換A9、A10時,陽極B8的電流幅度達到21.4%,但沒有出現電流大幅波動。該陽極電流在換極后迅速升高到最高值,隨后先快速再緩慢的下降,直到和換極前相當。

圖7 某次換新極A9、A10后B8的電流變化曲線

但在少數情況下,換極后會出現電流大幅波動。例如某次換A21、A22后,新極附近的陽極都出現了電流大幅波動,而且越是離新極越近的陽極波動幅度越大。換極前非常穩定的A23在A21、A22換極后馬上出現了陽極電流大幅波動,如圖8所示;而遠離新極的陽極電流變化很小,如圖9所示的A5。

圖8 某次換新極A21A22后A23出現陽極電流大幅波動

圖9 某次換新極A21、A22后A5未受換極影響

對電解槽的波動情況按換陽極位置進行細分統計,得出如圖10所示的統計分布圖。從整槽的范圍來看,換極后出現大幅波動的概率平均值只有27%。但是對于某些特定陽極而言,例如A21、A22、A23、A24,更換它們后出現大幅波動的概率分別達到了67%和89%。這種現象最有可能的原因是,換極位置對鋁液界面變形的影響程度不一樣。例如當更換陽極A21、A22、A23、A24時,相鄰陽極的鋁液界面上拱程度較大,導致它們的極距過小。

圖10 更換不同位置陽極時發生電流大幅波動的概率

4 盡快恢復陽極電流的建議

生產實踐中,新極電流恢復時間一般需要24～48小時。在一些鋁廠,新極電流恢復時間超過48小時并不少見。如果新極電流恢復過慢,那么界面變形也難以恢復到正常狀態,上文中提到的換極后附近陽極電流大幅波動的情況也更容易發生,反過來也影響新極電流的恢復。兩者可能形成惡性循環。如果在源頭上避免了新極電流恢復過慢,則能在很大程度上減少陽極電流大幅波動的發生概率。

一種加快新極電流恢復的措施是將新極的設置高度降低,但該措施并不能完全避免恢復速度過慢的現象,反而容易產生負面風險,導致有些新極電流恢復過快,后期極距過低,電流過大而產生大幅波動。

從一些廠的生產實踐經驗出發并結合文獻資料,我們認為在導致新極的電流恢復速度過慢方面,另外一些因素的重要性不亞于新極設置高度。這些因素是:① 換極時掉落在熔體中的覆蓋料塊、炭渣沒有被撈干凈而吸附到新陽極底掌上;② 換極時凝固在陽極底部的電解質因過熱度不夠而沒有完全熔解。這些在吸附在新陽極底掌上的固體物質,提高了電阻,使陽極電流恢復速度過慢。

為了解決上述問題,一般的現行處理措施為:① 提高換極質量,并將掉入電解質的雜質打撈干凈;② 提高陽極質量,減少炭渣;③ 控制工藝條件,保持合適的分子比,促進炭渣的分離;④ 調整電解槽熱平衡狀態,防止冷槽的出現;⑤ 采用合適的新極設置高度。

在上述5個措施的基礎上,我們進一步提出了下述新措施:

(1)換極新極后,立即在新極區域進行一段時間(一般為1個小時左右)的單點氧化鋁停料。該措施不僅減少新極區域的能量消耗,而且加快消耗換極時掉入的覆蓋料中的主要成分氧化鋁;

(2)在電解槽安裝陽極電流在線監測系統,當監測到新極電流恢復速度過慢時,例如超過12小時還未恢復到全電流的30%以上,應及時進行處理,例如用天車提出陽極處理其底部。

我們在500 kA試驗槽上實施了上述兩個新措施,換極后陽極電流恢復慢的情況得到明顯改善,換極后24小時未達到全電流70%的概率由實施前的13%降到2%以下。

此外,針對如圖10的角部換極問題,我們在前期研究[16]中提出針對角部極和中間極采用不同的換極附加電壓策略也可有效提高角部極的電流恢復速率,減小由于換極操作帶來陽極電流大幅波動的概率。

5 結 語

本文結合計算機模擬結果和陽極電流大量試驗數據的統計結果分析換極對陽極電流分布的影響。

換極后新極附近的陽極出現電流增加是大概率事件,越靠近新極的陽極越是如此,而且這種增加幅度不能用母線電流網絡再平衡現象來解釋。仿真結果表明,這種現象是因為換極后鋁液中的水平電流過大,電磁力發生變化后引起電解質/鋁液的界面變形的變化。界面向上拱的地方,陽極電流變大,同時可能伴隨著電流的大幅波動。

新極附近的陽極是否會出現大幅波動則和換極位置有非常大的關系,某些槽型的特定位置的陽極在換極后,出現大幅波動的概率非常大(這些位置稱為危險區域),而其它位置的陽極發生大幅波動的概率則要小很多。

對于新設計電解槽,上述規律可以指導MHD仿真計算,升級陰極母線配置,降低危險區域的磁感應強度,進一步改善電解槽的穩定性。

對于現產槽,利用單點氧化鋁停料措施和陽極電流在線監控系統,可以加快換極后陽極電流恢復速度,也有利于改善電解槽的穩定性。