陳 端 王 旋 劉 偉

(沈陽鋁鎂設計研究院有限公司， 遼寧 沈陽 110001)

0 前言

自建國以來，鋁工業(yè)在國家的大力扶持下實現(xiàn)了高速發(fā)展。但隨著投資的過度，電解鋁產(chǎn)能急劇膨脹，自2001年中國取代美國成為世界最大的電解鋁生產(chǎn)國后，產(chǎn)量一直保持世界第一。隨著產(chǎn)能的快速增加，產(chǎn)能利用率逐年下降，尤其是自2012年以來，電解鋁產(chǎn)能利用率長期處于70%左右低位徘徊[1]。電解鋁產(chǎn)能嚴重過剩，引發(fā)的直接后果就是產(chǎn)需失衡，價格斷崖式下跌，導致國內(nèi)電解鋁企業(yè)的盈利狀況明顯惡化[2]，給電解鋁企業(yè)帶來巨大的生存壓力。

伴隨著技術(shù)的突破，各種新技術(shù)的開發(fā)給電解鋁企業(yè)帶來了一線生機，如大容量電解槽技術(shù)、新概念母線設計、新式節(jié)能陰極技術(shù)和母線網(wǎng)絡一體化自平衡技術(shù)等。新技術(shù)的應用能夠降低噸鋁投資、提高勞動生產(chǎn)率、降低生產(chǎn)成本，給電解鋁企業(yè)創(chuàng)造更好的經(jīng)濟效益。但是，電解槽容量增大的同時也帶來一定的問題，物理場對電解槽的影響作用越來越大，物理場設計的不合理甚至導致電解槽無法增大容量或是無法正常穩(wěn)定生產(chǎn)。熔體的流動為氧化鋁加入電解質(zhì)中后迅速分散和溶解創(chuàng)造了條件，但流速過大會增加對電解槽內(nèi)壁的沖刷，影響電解槽的壽命；鋁液- 電解質(zhì)的界面波動過大會促使鋁的二次反應增加，導致電流效率降低。因此良好的磁流體穩(wěn)定性設計是電解槽長期穩(wěn)定生產(chǎn)的基礎(chǔ)保障[3]。本文以國內(nèi)某鋁廠設計的500 kA電解系列電解槽為例，對其流動方向和流速進行測定，并與SY500鋁電解槽流動場模擬算結(jié)果進行對比分析，希望可以驗證數(shù)值模擬計算方法的準確性和可靠性。

1 電解槽流動場分析模擬及現(xiàn)場測定方法

1.1 電解槽流動場分析

決定鋁液波動和流動速度的不僅僅是電磁力，還有其他眾多影響因素[4-5]。鋁液波動的實質(zhì)是在一個變化著的槽膛內(nèi)，受到外力和內(nèi)力作用下，密度不同且互不相混的流體產(chǎn)生的的運動。外力包括磁力和重力；內(nèi)力包括流動過程中產(chǎn)生的流動阻力和流動加速度產(chǎn)生的作用力[6]。內(nèi)力和外力共同作用引起電解質(zhì)和鋁液中各處的壓力不等，形成了壓力場；熔體在壓力場的作用下運動，形成流動場，流動狀態(tài)一般呈旋渦狀。

電解槽中電流與電壓的分布，是電解槽運行的能量基礎(chǔ)，是其它各物理場形成的根源。電解槽中的磁場是由通過導體的電流(電場)而產(chǎn)生的，磁場和電流相互作用，在熔體介質(zhì)中產(chǎn)生一種電磁力，稱為拉普拉斯力。拉普拉斯力可引起電解質(zhì)和鋁液的運動，同時使兩者間的界面發(fā)生形變(形成流動場)。磁場對電解過程的影響是通過對電解質(zhì)和鋁液流動(流場)的影響，對兩者界面的形變和波動而起作用的，其影響極距(槽電壓)的穩(wěn)定性，從而影響電解槽運行的穩(wěn)定性和電流效率。

綜上分析，磁場優(yōu)化設計涉及到電場、磁場和流動場。電解槽磁流體穩(wěn)定性設計與后期生產(chǎn)運行的關(guān)系如圖1所示。優(yōu)化的對象是磁場，優(yōu)化的手段是改變電場，而優(yōu)化的最終的目的是獲得良好的流動場，沈陽鋁鎂設計研究院通過不斷的摸索和研發(fā)，開發(fā)設計出新概念母線配置，并結(jié)合新式節(jié)能陰極技術(shù)的應用，最終獲得了較好的流動場形態(tài)及較小的界面變形。

圖1 電解槽穩(wěn)定性設計理念

1.2 流動場模擬計算方法

建立流動場計算模型，設置邊界條件，施加電磁力，即可模擬計算出電解槽的流動形態(tài)及界面變形[7]，其方法如下：

1)利用ANSYS模擬計算電解槽的磁場；

2)利用ANSYS模擬計算鋁液中的水平電流；

3)利用公式(1)合成計算電磁力。電磁力驅(qū)動下熔體運動服從Navier- Stokes方程和κ-ε湍流模型，而由于相關(guān)磁雷諾數(shù)很小，可不計感生電流及其對電磁力的影響[8]。

F=JB

(1)

式中：F——電磁力，N/m3；

J——導電材料的電流密度，A/m2；

B——磁感應強度，T。

1.3 電解槽流動方向及流速的驗證方法

鋁液流速的實測采用目前較成熟的鐵棒溶蝕法[9]。其原理是，將多根鐵棒同時插入到電解槽不同部位的鋁液層中，經(jīng)一定時間后同時取出。根據(jù)鐵棒腐蝕的形式和程度，可以確定鋁液流動的方向與大小。通過此方法對國內(nèi)某鋁廠6臺500 kA電解槽鋁液流動方向及流速進行測定，全槽共32個測點，A側(cè)為電解槽電流流入方向，如圖2所示。

2 電解槽流動場模擬仿真與現(xiàn)場測試的對比分析

2.1 電解槽流動場的模擬計算模型

2.1.1 電解槽磁場模擬計算

某鋁廠的母線配置采用新概念母線技術(shù)，其特點在于電解槽區(qū)域Z方向的磁場分布均勻合理，并且各象限的均值小于5 Gs，陽極投影區(qū)域內(nèi)的最大磁場強度小于20 Gs。電解槽垂直磁場模擬計算結(jié)果如圖3所示，四個象限磁感應強度絕對值的平均值分別為2.925 Gs、2.605 Gs、3.880 Gs、2.902 Gs。

圖2 流動場測試測點布置圖

圖3 電解槽區(qū)域Bz磁感應強度分布

2.1.2 電解槽鋁液中水平電流模擬計算

某鋁廠的陰極結(jié)構(gòu)采用新式節(jié)能陰極技術(shù)，其特點在于陰極壓降低，鋁液中的水平電流較傳統(tǒng)陰極更小。水平電流的模擬計算結(jié)果如圖4所示，水平電流密度最大值為4 307 A/m2。

圖4 電解槽鋁液中水平電流模擬計算結(jié)果

2.1.3 電解槽流動場計算模型

提取對應位置的磁場和水平電流，合成電磁力，建立流動場計算模型，電解槽鋁液界面變形的模擬結(jié)果如圖5所示。從圖5可以看出，鋁液上表面標高為3.220 m，鋁液區(qū)域最大波動范圍為-20～20 mm，模擬計算的界面變可滿足電解槽在低電壓低極距下的穩(wěn)定運行。

圖5 電解槽鋁液界面變形模擬結(jié)果

2.2 電解槽鋁液流動方向?qū)Ρ确治?/h3>

2.2.1 電解槽流動場模擬計算

根據(jù)電解槽流動場模型計算得到的流動場鋁液流速分布結(jié)果如圖6所示。從圖6可以看出，在電解槽區(qū)域有明顯的兩個大旋渦，煙道端旋渦為逆時針，出鋁端旋渦為順時針。兩個旋渦分布規(guī)律有共同之處，都是在漩渦的中部偏槽端部流速達到最大值，向兩邊運動時流速有所減小。

圖6 設計電解槽鋁液流速分布

2.2.2 電解槽流動方向測定結(jié)果

根據(jù)鐵棒被沖刷和熔蝕情況，判斷出測點處的鋁液流動方向。由于6臺電解槽測定的鋁液流動方向大致相同，這也表明了測試的準確性和可靠性。因此僅列舉一臺電解槽的鋁液流動方向，并根據(jù)6臺電解槽流速繪制出電解槽鋁液的流動方向，對應測試電解槽的鋁液流動方向測定結(jié)果如圖7所示，圖中箭頭標記代表鋁液流動的方向。

圖7 測試電解槽鋁液流動方向

由圖7可知，測試后的鐵棒處理結(jié)果顯示被測電解槽6次測試的鋁液流動方向呈現(xiàn)較好的規(guī)律性：6次測試的電解槽流動均有兩個大旋渦，出鋁端旋渦流動方向為順時針，煙道端旋渦的流動方向為逆時針；所測電解槽在B側(cè)1測點和12測點測試方向與旋渦整體方向相反，此測點位于電解槽的出鋁端和煙道端，可能是在此處形成局部小旋渦所致；電解槽中部A6和A7、B6和B7測點的方向可能出現(xiàn)于旋渦流動方向相反的情況，這是因為位于電解槽的中心線兩側(cè)，并且是兩個大旋渦的交匯處，此處容易受到局部小旋渦的影響。

2.2.3 鋁液流動方向?qū)Ρ确治鼋Y(jié)果

綜上所述，通過設計電解槽流動場模擬計算結(jié)果圖6和現(xiàn)場實測結(jié)果圖7對比分析可知，從鋁液的流動形態(tài)來看電解槽內(nèi)鋁液流動均呈現(xiàn)兩個大旋渦，出鋁端旋渦的流動方向為順時針，煙道端旋渦的流動方向為逆時針。測試結(jié)果與模擬結(jié)果是相互吻合的。

2.3 電解槽鋁液流動速度對比分析

2.3.1 電解槽流動場流速模擬值

電解槽測點處鋁液流速模擬值如圖8所示。由圖8可知，電解槽A側(cè)流速大于B側(cè)流速，煙道端的流速大于出鋁側(cè)流速；測點處的流速模擬值分布呈現(xiàn)“M”形變化趨勢。

圖8 電解槽測點處鋁液流速模擬值

2.3.2 電解槽流速測定結(jié)果

結(jié)合鐵棒被沖刷熔蝕的情況，通過半徑的變化情況，根據(jù)修正后的經(jīng)驗公式計算出電解槽測點處的鋁液流動速度如圖9所示。

圖9 測試電解槽A、B側(cè)鋁液流速分布

由圖9可知，測試的6臺電解槽A側(cè)的平均流速為9.4 cm/s，B側(cè)的平均流速為8.3 cm/s，電解槽A側(cè)流速略大于B側(cè)流速，6臺電解槽的A、B側(cè)平均流速為8.85 cm/s；A、B兩側(cè)流速分布較為均勻，除A、B側(cè)在3和11測點流速較大，B側(cè)在6測點流速較大，其余各測點流速分布相對較為均勻。

2.3.3 鋁液流動速度對比分析結(jié)果

中間測點處模擬流速與實測平均流速如圖10所示。

圖10 中間測點處模擬流速與實測平均流速

1)由圖10可知，中間下料點處的實測流速較模擬值更大，這表明電解槽下料點處鋁液流速更大，從而也會帶動電解質(zhì)的流動速度，從而更利于電解質(zhì)中氧化鋁的溶解。

2)對比圖8和圖9的電解槽鋁液流速的模擬值和實測值可知，測試電解槽A、B側(cè)流速分布較為均勻，并不像模擬值呈現(xiàn)出來的兩邊流速大、中間流速小的趨勢。

3)由圖8和圖9可知，測試電解槽的平均最大流速為13.5 cm/s，模擬計算值為18.1 cm/s，與模擬計算值基本吻合；平均流速測試計算結(jié)果為8.3 cm/s，模擬計算值為8.1 cm/s，較為接近。這表明了電解槽鋁液的整體流動速度與設計值基本吻合。

2.3.4 測試流速與模擬計算流速偏離的原因

由于對鋁電解槽的測試接觸的是高溫熔鹽體系，而且電解槽的實際狀況與模擬計算的理想狀況存在偏差。排除這些原因造成測試流速與模擬計算流速偏離的原因還可能有：一是測試鐵棒插入沉淀與鋁液的混合體中，導致鋁液對鐵棒的沖蝕沒有規(guī)律或者沒有被熔蝕；二是測試鐵棒恰好位于存在局部小旋渦，這將導致鋁液流動方向和流動速度出現(xiàn)偏差。

3 結(jié)論

本文對SY500電解槽流動場進行模擬計算，并現(xiàn)場實測6臺電解槽，通過現(xiàn)場測試情況和模擬計算結(jié)果進行對比，得到以下結(jié)論：

1)通過計算可知，SY500電解槽鋁液的最大流速為13.5 cm/s，平均流速為8.1 cm/s，界面變形為40 mm。

2)從鋁液的流動形態(tài)來看，電解槽內(nèi)鋁液流動均呈現(xiàn)兩個大旋渦，出鋁端旋渦的流動方向為順時針，煙道端旋渦的流動方向為逆時針。測試結(jié)果與模擬結(jié)果是相互吻合的。

3)從鋁液流動速度來看，單個測點處的流速實測值與模擬值存在一定的差別，但是整體最大流速為13.5 cm/s，平均流速為8.3 cm/s，與設計模擬值基本吻合。

4)綜上所述，可知基于數(shù)值模擬的電解槽流動場方法是準確可靠的，這為今后鋁電解技術(shù)的開發(fā)提供堅實的基礎(chǔ)。