潘利生，楊 歡，李 博，魏小林，陳紅迪，史維秀

(1.中國科學院 力學研究所 高溫氣體動力學國家重點實驗室，北京 100190；2. 北京建筑大學 環(huán)境與能源工程學院，北京 100044)

0 引 言

稀土金屬是元素周期表ШB族中鈧、釔、鑭系17種元素的總稱。稀土金屬具有明顯改善材料物理化學特性的作用，因此被廣泛應用于機械制造業(yè)。我國是世界上最大的稀土儲備國，稀土金屬的生產和出口在世界市場占比較大。2018年以來，我國稀土金屬及其合金產能超過10萬t[1]，采用熔鹽電解法制備稀土合金具有成本低、易控制、高質量等優(yōu)點[2]，但也存在能耗大、產生腐蝕性氣體等問題。

隨著電解技術的發(fā)展，熔鹽電解法制備合金由氯化物電解質RECl3-KCl體系逐步轉化為氟化物-氧化物電解質RE2O3-REF3-LiF體系[3]。氯化物電解體系由于電流效率低、產生大量污染環(huán)境的氯氣等原因逐漸被淘汰，而采用較多的氟化物體系熔鹽電解槽也普遍存在電流效率低、能耗高等問題[4]，如氧化釹電解生產金屬釹的理論電耗為1.334 kWh/kg(以Nd計)，但我國現(xiàn)行的綜合電耗卻在10 kWh/kg左右(以RE-M計)，電能利用率僅為13.34%，遠低于電解鋁工藝中的電能利用率[5]。研究表明，電解槽電能利用率不高的主要原因是工藝過程中向環(huán)境散失了大量輻射余熱和對流余熱。尹小東等[6]對3 kA金屬釹電解槽體的散熱量進行研究，表明敞口散熱量占總熱量損失的56%。因此，進一步研發(fā)新型電解槽及其工藝、高效回收輻射余熱對稀土電解冶煉工藝節(jié)能降耗具有重要意義。

在降低電解槽電耗方面，龔姚騰等[7]對10 kA稀土電解槽進行研究發(fā)現(xiàn)，在最佳陰極直徑、陰極插入深度、縱向極間距和橫向極間距的共同作用下，電解槽的電解效率最高。張小聯(lián)等[8]對低電流密度條件下金屬釹熔鹽電解進行了試驗研究，在電解電壓為4.8 V、陰極電流密度為1.39 A·cm時，平均電流效率可達85%以上，最高電流率可達90.6%。李澤全等[9]發(fā)現(xiàn)，采用熔鹽電解法制備金屬Ti時，在反應器中通入氬氣有利于腐蝕性氣體的排除，并且提高了電解效果。彭光懷等[10]進行了氟化物熔鹽共電沉積制備Gd-Mg中間合金的試驗研究，該工藝技術制備的合金中稀土含量可達84%～88%，試驗工況下，電流效率最高可達80%，具有良好的應用前景。在冶金工藝余熱回收方面，眾多學者針對鋼鐵冶煉工藝的煙氣余熱[11-12]和高溫爐渣余熱[13-15]等開展了大量研究，但對稀土冶煉工藝中電解槽余熱回收的研究還較少。

針對電解法制備稀土金屬時大量余能未被利用的問題，搭建了模擬電解槽，采用冷卻水與模擬電解槽側壁進行對流換熱、與模擬電解槽高溫輻射面進行輻射換熱，獲得了冷卻水的吸收熱量。采用模擬電解槽進行試驗研究，較實際稀土冶煉電解槽更方便，可為研發(fā)稀土冶煉工藝的節(jié)能減排技術、實現(xiàn)能源的合理利用提供依據(jù)。

1 研究方法

1.1 試驗系統(tǒng)

稀土冶煉電解槽一般置于一個單獨簡易房內，四周封閉，電解槽上部設有排煙罩，用于收集電解槽上部排出的腐蝕性氣體。圖1為一臺15 kA稀土冶煉電解槽實際布置示意，該電解槽實際運行電壓9～10 V，實際運行電流為12 000～13 500 A，采用原料為氧化鐠釹，產物為鐠釹金屬。依據(jù)實測數(shù)據(jù)，搭建與該電解槽尺寸相同的模擬槽，采用燃煤放熱獲得相似的槽內溫度場，如圖2所示。試驗系統(tǒng)還包括輻射熱受熱面、槽壁內置換熱管、循環(huán)水系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等。

圖1 15 kA稀土冶煉電解槽實際布置示意 Fig.1 Actual size of a 15 kA electrolyzer for smelting rare earth

圖2 稀土冶煉電解槽余熱換熱試驗系統(tǒng)Fig.2 Experimental system for recovering waste heat from the rare earth smelting electrolyzer

環(huán)境溫度約10 ℃，模擬槽最高模擬溫度為720 ℃，模擬槽側面外壁溫度為29 ℃，受熱面距離模擬槽頂部高度在0.1～1.2 m。

采用冷卻水與模擬電解槽側壁進行對流換熱、與模擬電解槽高溫輻射面進行輻射換熱，槽壁內置管徑為15 mm，換熱管20 m，槽頂受熱面如圖3所示，采用柔性保溫管連接槽壁內置水管和受熱面水管。在模擬槽內、槽壁進水口、中間連接管路和輻射受熱面水管出口處分別設置K型熱電偶，以測得槽內模擬溫度和不同換熱節(jié)點的水溫，各熱電偶的數(shù)據(jù)通過數(shù)據(jù)采集儀(安捷倫34972A)進行采集并傳送到計算機。槽內換熱管路與輻射受熱面管路間的連接水管用保溫隔熱材料包裹，以減少沿程熱量損失。水流量采用渦輪流量計測量?？紤]到柔性連接管路為塑料管，水管出水口溫度保持在80 ℃以下。

圖3 受熱面示意Fig.3 Schematic diagram for the heating surface

1.2 數(shù)據(jù)處理方法

在稀土冶煉模擬槽試驗系統(tǒng)中，余熱換熱量由2部分組成：槽壁余熱和槽頂輻射余熱，其計算公式為

(1)

(2)

(3)

由于采用燃煤模擬稀土冶煉電解槽內溫度場，槽內最高溫度僅能達到720 ℃，尚低于實際電解槽真實槽內溫度1 050 ℃，模擬槽側壁溫度為29 ℃，亦低于實際電解槽真實側壁溫度295 ℃。針對該問題，依據(jù)模擬槽系統(tǒng)試驗數(shù)據(jù)計算槽壁余熱換熱和槽頂輻射余熱換熱過程中的換熱系數(shù)，并根據(jù)得到的換熱吸收和實際電解槽真實數(shù)據(jù)估算實際電解槽工作過程中余熱換熱量。

根據(jù)對流換熱理論公式，槽壁余熱換熱量還可表示為

(4)

式中，Kwall為槽壁對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃4)；A為槽壁面積，m2；twall為槽壁溫度，℃。

依據(jù)式(4)可計算試驗條件下模擬槽壁余熱換熱時總的換熱系數(shù)和換熱面積等，然后根據(jù)槽壁總換熱系數(shù)和實際電解槽真實溫差，可得到實際電解槽工作過程中槽壁余熱換熱量，即

(5)

根據(jù)輻射換熱理論公式，槽頂輻射余熱換熱量還可表示為

(6)

式中，ε為表面發(fā)射率；σb為黑體輻射常數(shù)，取5.67 kW/(m2·℃4)；ttop為電解槽頂面溫度，℃；R為輻射換熱熱阻，m-2。

依據(jù)式(6)可計算模擬輻射余熱換熱時的換熱性能，再根據(jù)實際電解槽頂面真實溫度，可得到實際電解槽工作過程中槽頂輻射余熱換熱量，即

(7)

2 結果與討論

2.1 模擬槽余熱換熱量

模擬槽余熱換熱性能試驗中，燃煤將模擬槽內溫度升至720 ℃，模擬槽外側壁溫度為29 ℃。圖4為模擬槽槽壁余熱換熱量隨水流量的變化，輻射受熱面與模擬槽頂面距離保持不變時，槽壁余熱換熱量隨水流量的增大呈上升趨勢。其主要原因是，隨著水流量增大，槽壁內置換熱管路中的水流速顯著升高，對換熱管內壁對流換熱有增強作用，從而槽壁余熱換熱量顯著增加。冷卻水在管內流動水流量小于0.139 kg/s時的雷諾數(shù)小于2 000，屬于層流狀態(tài)；在0.139～0.278 kg/s時屬于過渡狀態(tài)；大于0.278 kg/s 時雷諾數(shù)大于4 000，屬于湍流狀態(tài)。槽壁余熱換熱量主要受對流換熱系數(shù)、換熱面積和換熱溫差的影響，輻射受熱面與模擬槽頂面距離的變化對槽壁余熱換熱量影響不大。在試驗范圍內，輻射受熱面與模擬槽頂面距離為0.2 m時，水流量為0.285 kg/s時，槽壁余熱換熱量最高，達2.256 kW。

圖4 模擬槽槽壁余熱換熱量隨水流量的變化Fig.4 Variation of the heat rate recovered from the wall with the water flow rate

圖5為模擬槽頂面輻射余熱換熱量隨水流量的變化，隨著水流量增大，由于換熱管路內對流換熱增強，輻射余熱換熱量亦呈上升趨勢，但輻射受熱面與模擬槽頂面距離對輻射余熱換熱量的影響更大。隨著輻射受熱面趨近模擬槽頂面，輻射余熱換熱量迅速增大，其主要原因在于兩表面間的輻射換熱量僅為角系數(shù)的函數(shù)，而角系數(shù)是一個僅取決于兩換熱面面積的大小和相對位置的純粹的幾何量[16]。本試驗系統(tǒng)中模擬槽頂面與輻射受熱面平行，且面積固定不變，兩表面趨近，角系數(shù)增大，輻射換熱量也隨之增大。輻射受熱面距離模擬槽頂面0.1 m時，輻射受熱面獲得的余熱量最大，在水流量為0.292 kg/s 的工況中，輻射余熱換熱量最大可達19.541 kW；輻射受熱面距離模擬槽頂面1.2 m時，輻射余熱換熱量最小，在水流量為0.031 kg/s的工況中，輻射受熱面僅能獲得熱量0.41 kW。

圖5 模擬槽頂面輻射余熱換熱量隨水流量的變化Fig.5 Variation of the radiant heat rate recovered from the top of wall with the water flow rate

圖6為不同工況時模擬槽總余熱換熱量的變化規(guī)律，與模擬槽頂面輻射余熱換熱量的變化規(guī)律相似，這主要是由于輻射距離對槽壁余熱換熱量影響較小，對輻射余熱換熱量影響顯著，而輻射余熱換熱量在總余熱換熱量中占比較高，輻射余熱起主導作用。以輻射受熱面與模擬槽頂面距離0.8 m、水流量0.138 9 kg/s和距離0.2 m、水流量0.236 kg/s兩個工況為例，其輻射余熱換熱量分別為2.37 kW和14.39 kW，分別占總余熱換熱量的61.9%和88.0%。輻射受熱面距離模擬槽頂面0.1 m、水流量為0.292 kg/s時，總余熱換熱量最高可達21.114 kW；輻射受熱面距離模擬槽頂面1.2 m、水流量為0.031 kg/s時，總余熱換熱量最低為1.35 kW。

圖6 模擬槽總余熱換熱量隨水流量的變化Fig.6 Variation of the total heat rate recovered with the water flow rate

2.2 電解槽實際工況余熱換熱量的推算

實際電解槽與模擬槽的結構尺寸相同，依據(jù)模擬槽余熱換熱性能和電解槽實際工況參數(shù)，結合對流換熱理論公式將相同水流量下的實際電解槽槽壁余熱換熱量按式(5)進行推算，結果如圖7所示。推算得到的電解槽實際工況下槽壁余熱換熱量與模擬槽的試驗數(shù)據(jù)變化趨勢一致，但具體數(shù)值大幅上升，其原因在于模擬槽的外壁溫度與實際工況相差仍較大，在推算時需充分考慮實際工況與模擬工況的溫度差別。推算工況中，槽壁余熱換熱量最大可達38.87 kW。

圖7 電解槽實際工況下槽壁余熱換熱量隨水流量的變化Fig.7 Variation of the heat rate recovered from the wall with the water flow rate under actual condition

根據(jù)輻射換熱理論公式將相同水流量下的實際電解槽輻射余熱換熱量按式(7)進行推算，結果如圖8所示，推算得到的電解槽實際工況下輻射余熱換熱量與模擬槽的試驗數(shù)據(jù)變化趨勢一致，具體數(shù)值亦大幅上升。推算得到的電解槽實際工況下輻射余熱換熱量最高可達52.796 kW，最小僅為1.299 kW。

圖8 電解槽實際工況下輻射余熱換熱量隨水流量的變化Fig.8 Variation of the radiant heat rate recovered with the water flow rate under actual condition

基于上述推算得到的電解槽實際工況下槽壁余熱換熱量和輻射余熱換熱量，得到的總余熱換熱量推算值如圖9所示?？傆酂釗Q熱量隨水流量的增加呈增大趨勢。在輻射距離為1.2 ～0.6 m時，總余熱換熱量沒有明顯變化，這是由于實際電解槽的側壁對流換熱溫差大，導致側壁余熱換熱量較大，而兩輻射面間距較大，輻射換熱量小。因此當輻射距離較大時，輻射余熱換熱量在總余熱換熱量的占比較小，槽壁對流換熱起主要作用。繼續(xù)減小輻射距離，輻射余熱換熱量大幅增加，輻射距離對總余熱換熱量的影響逐漸顯著。在輻射距離為0.2 m、水流量為0.285 kg/s 時，總余熱換熱量最大可達83.237 kW，占電解槽總電耗的55.5%。

圖9 電解槽實際工況下總余熱換熱量隨水流量的變化Fig.9 Variation of the total heat rate recovered with the water flow rate under actual condition

3 結 論

1)槽壁余熱換熱量隨水流量的增大呈上升趨勢，水流量對槽壁余熱換熱量的影響強于輻射受熱面與模擬槽頂面距離對其的影響。在試驗條件下，模擬槽輻射受熱面距離模擬槽頂面0.2 m、水流量為0.285 kg/s時，槽壁余熱換熱量最大可達2.256 kW。

2)輻射余熱換熱量隨輻射受熱面與電解槽頂面距離的減小迅速增大。對于輻射余熱換熱量，輻射受熱面與模擬槽頂面距離的影響顯著強于水流量的影響。其中輻射受熱面距離模擬槽頂面為0.1 m、水流量為0.292 kg/s時，輻射余熱換熱量與總余熱換熱量達到最大值，分別為19.541 kW和21.114 kW。

3)隨著輻射距離的減小，影響總余熱換熱量的主要因素由槽壁對流換熱轉變?yōu)閮奢椛涿骈g的換熱?；谠囼灁?shù)據(jù)得到的余熱換熱系統(tǒng)性能和電解槽實際工況參數(shù)，推算得到電解槽實際工況參數(shù)下，總余熱換熱量最大可達83.237 kW，占電解槽總電耗的55.5%。