工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值棋拟 卢婷婷李荣斌赵洪亮谢明壮刘风琴 Numerical simulation of electro-thermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell LU Ting-ting,LI Rong-bin,ZHAO Hong-liang.XIE Ming-zhuang.LIU Feng-qin 引用本文： 卢婷婷，李荣斌，赵洪亮，谢明壮，刘风琴.铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟.工程科学学报，2020,42(6)： 731-738.doi:10.13374.issn2095-9389.2019.06.10.002 LU Ting-ting.LI Rong-bin,ZHAO Hong-liang,XIE Ming-zhuang.LIU Feng-qin.Numerical simulation of electrothermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(6):731-738. doi10.13374/1.issn2095-9389.2019.06.10.002 在线阅读View online:https::/doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.10.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 热冷循环下外墙外保温系统耐候性能数值模拟 Numerical simulation of the weathering performance of an exterior wall external insulation system under heating-cooling cycles 工程科学学报.2018,40(6：754htps:/ldoi.org10.13374.issn2095-9389.2018.06.014 铌硅基高温合金定向凝固铸造温度场模拟计算 Temperature field simulation in directional solidification casting of NbSi based alloys 工程科学学报.优先发表https:doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.10.02.001 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot 工程科学学报.2020.42(4：516 https:/ldoi.org10.13374.issn2095-9389.2019.07.07.001 基于多场耦合碳/碳复合材料传热及烧蚀响应研究 Study on heat transfer and ablation of carbon/carbon composites based on multi-field coupling 工程科学学报.优先发表htps:doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.30.002 连铸坯脱氢退火数值模拟研究 Numerical Simulation of Dehydrogenation Annealing in Bloom 工程科学学报.优先发表htps:/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2020.03.16.003
铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟 卢婷婷 李荣斌 赵洪亮 谢明壮 刘风琴 Numerical simulation of electro−thermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell LU Ting-ting, LI Rong-bin, ZHAO Hong-liang, XIE Ming-zhuang, LIU Feng-qin 引用本文: 卢婷婷, 李荣斌, 赵洪亮, 谢明壮, 刘风琴. 铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟[J]. 工程科学学报, 2020, 42(6): 731-738. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002 LU Ting-ting, LI Rong-bin, ZHAO Hong-liang, XIE Ming-zhuang, LIU Feng-qin. Numerical simulation of electrothermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(6): 731-738. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 热冷循环下外墙外保温系统耐候性能数值模拟 Numerical simulation of the weathering performance of an exterior wall external insulation system under heating-cooling cycles 工程科学学报. 2018, 40(6): 754 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.06.014 铌硅基高温合金定向凝固铸造温度场模拟计算 Temperature field simulation in directional solidification casting of NbSi based alloys 工程科学学报.优先发表 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.10.02.001 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot 工程科学学报. 2020, 42(4): 516 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001 基于多场耦合碳/碳复合材料传热及烧蚀响应研究 Study on heat transfer and ablation of carbon/carbon composites based on multi-field coupling 工程科学学报.优先发表 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.30.002 连铸坯脱氢退火数值模拟研究 Numerical Simulation of Dehydrogenation Annealing in Bloom 工程科学学报.优先发表 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.16.003
工程科学学报.第42卷，第6期：731-738.2020年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.6:731-738,June 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002;http://cje.ustb.edu.cn 铝电解槽废阴极炭块电-热耦合处理过程数值模拟 卢婷婷，李荣斌，赵洪亮，谢明壮，刘风琴四 北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:liufq@ustb.edu.cn 摘要废阴极炭块是铝电解槽大修时产生的一种危险固体废弃物，对其进行安全处置和资源化利用的关键是深度分离其 中的有价组分炭和氟化盐。采用火法工艺对废阴极炭块进行处理，明确了氟化盐的挥发温度.基于氟化盐的挥发析出性质， 设计了高温热处理电阻炉，并对其传热特性、控温规律以及氟化盐有效挥发区域进行了三维数值解析.实验确定氟化物的有 效挥发温度为≥1700℃，该温度段下其挥发率可达93.1%以上.通过模拟不同供电模式下炉内温度场的演变规律，得到：在 12V升温24h,9V保温12h的供电条件下，升温阶段炉内最高温度可达2250℃，氟化盐理论挥发区域占比可达98%：采用 逐级递减的电压供给制度可以保证1700℃以上温度区域维持20，大幅度延长了有效热处理时间，有利于废阴极炭块中炭 与氟化盐的深度分离 关键词废阴极炭块：数值模拟：高温电阻炉：电-热耦合：温度场 分类号TF09 Numerical simulation of electro-thermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell LU Ting-ting,LI Rong-bin.ZHAO Hong-liang.XIE Ming--huang.LIU Feng-gin School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:liufq @ustb.edu.cn ABSTRACT Spent cathode carbon block(SCCB)is considered to be a kind of hazardous waste,because it contains a large amount of soluble fluoride salts and toxic cyanides.The life of an aluminum electrolytic cell is generally 5-8 years,and the SCCB would be produced during the overhaul of the cell.Currently,most SCCBs are piled in landfills or stored for disposal in China.The unreasonable disposal of SCCBs will cause serious pollution and damage to the ecological environment,and wastage of valuable carbon material and fluoride salts.The key to the safe disposal and resource utilization of SCCBs is to separate the carbon and fluoride salts deeply.In this study,SCCB was treated by the pyrometallurgical process,and the characteristics of volatilization temperature of fluoride salts were firstly experimentally determined.For a laboratory-scale self-designed high temperature resistance furnace,a three-dimensional model was built and numerical calculation was performed.The heat transfer characteristics,temperature control law and effective volatilization region of fluoride salts were analyzed in detail.The experimental results demonstrate that the effective volatilization temperature of fluoride is higher than 1700 C,and the volatilization rate is higher than 93.1%.By simulating the evolution of the temperature field in the furnace under different power supply modes,it is obtained that under the power supply condition of heating at 12 V for 24 h and holding9 V for 12 h,the maximum temperature in the furnace during the heating phase can reach 2250 C,and the theoretical volatilization volume of fluoride salts can reach 98%.After optimization,a step-by-step decreasing mode of power supply can improve the efficiency of treating SCCBs.Moreover,the treating temperature can be maintained for 20 h at 1700 C,which is beneficial to the 收稿日期：2019-06-10 基金项目：中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2302018FRF-TP.18-095A1):宁夏回族自治区重点研发计划资助项目(2018BDE02050)
铝电解槽废阴极炭块电−热耦合处理过程数值模拟 卢婷婷，李荣斌，赵洪亮，谢明壮，刘风琴苣 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 苣通信作者，E-mail：liufq@ustb.edu.cn 摘 要 废阴极炭块是铝电解槽大修时产生的一种危险固体废弃物，对其进行安全处置和资源化利用的关键是深度分离其 中的有价组分炭和氟化盐. 采用火法工艺对废阴极炭块进行处理，明确了氟化盐的挥发温度. 基于氟化盐的挥发析出性质， 设计了高温热处理电阻炉，并对其传热特性、控温规律以及氟化盐有效挥发区域进行了三维数值解析. 实验确定氟化物的有 效挥发温度为≥1700 ℃，该温度段下其挥发率可达 93.1% 以上. 通过模拟不同供电模式下炉内温度场的演变规律，得到：在 12 V 升温 24 h，9 V 保温 12 h 的供电条件下，升温阶段炉内最高温度可达 2250 ℃，氟化盐理论挥发区域占比可达 98%；采用 逐级递减的电压供给制度可以保证 1700 ℃ 以上温度区域维持 20 h，大幅度延长了有效热处理时间，有利于废阴极炭块中炭 与氟化盐的深度分离. 关键词 废阴极炭块；数值模拟；高温电阻炉；电−热耦合；温度场 分类号 TF09 Numerical simulation of electro−thermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell LU Ting-ting，LI Rong-bin，ZHAO Hong-liang，XIE Ming-zhuang，LIU Feng-qin苣 School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E-mail: liufq@ustb.edu.cn ABSTRACT Spent cathode carbon block (SCCB) is considered to be a kind of hazardous waste, because it contains a large amount of soluble fluoride salts and toxic cyanides. The life of an aluminum electrolytic cell is generally 5−8 years, and the SCCB would be produced during the overhaul of the cell. Currently, most SCCBs are piled in landfills or stored for disposal in China. The unreasonable disposal of SCCBs will cause serious pollution and damage to the ecological environment, and wastage of valuable carbon material and fluoride salts. The key to the safe disposal and resource utilization of SCCBs is to separate the carbon and fluoride salts deeply. In this study, SCCB was treated by the pyrometallurgical process, and the characteristics of volatilization temperature of fluoride salts were firstly experimentally determined. For a laboratory-scale self-designed high temperature resistance furnace, a three-dimensional model was built and numerical calculation was performed. The heat transfer characteristics, temperature control law and effective volatilization region of fluoride salts were analyzed in detail. The experimental results demonstrate that the effective volatilization temperature of fluoride is higher than 1700 ℃, and the volatilization rate is higher than 93.1%. By simulating the evolution of the temperature field in the furnace under different power supply modes, it is obtained that under the power supply condition of heating at 12 V for 24 h and holding 9 V for 12 h, the maximum temperature in the furnace during the heating phase can reach 2250 ℃, and the theoretical volatilization volume of fluoride salts can reach 98%. After optimization, a step-by-step decreasing mode of power supply can improve the efficiency of treating SCCBs. Moreover, the treating temperature can be maintained for 20 h at 1700 ℃, which is beneficial to the 收稿日期: 2019−06−10 基金项目: 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（2302018FRF-TP-18-095A1）；宁夏回族自治区重点研发计划资助项目（2018BDE02050） 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期：731−738，2020 年 6 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 6: 731−738, June 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002; http://cje.ustb.edu.cn
·732 工程科学学报，第42卷，第6期 deep separation of carbon material and fluoride salts in SCCB. KEY WORDS spent cathode carbon block;numerical simulation;high temperature resistance furnace;electro-thermal coupling; temperature distribution 我国是原铝生产大国，随着铝电解槽使用年 化利用程度低，容易造成二次污染等问题.2013年 限的延长，阴极及耐火保温材料中氟的吸附量也 北京矿冶研究总院与中电投宁夏能源铝业联合开 逐年递增，一般炭砖和耐火保温砖使用5~8a后 发了一种综合利用废阴极炭块和废耐火材料的湿 需要进行更换四，会产出大量的固体废弃物.统计 法处理技术，有价物质炭可以得到有效回收，但是 显示电解铝厂平均每生产1t铝会产生20~30kg 流程工艺较长，废水处理成本高.一般来讲，湿法 废阴极四，废阴极中炭占30%~70%，石墨化程度 处理存在工艺流程长、有害物质进入溶液引起二 高达80%~90%，其余物质主要包括冰晶石、氟化 次污染等问题，而火法未能实现有价组分炭、氟化 钠、氟化锂等有价组分).铝电解槽废阴极炭块因 盐的有效回收利用，其工业化的道路仍然在不断 含有可溶性氟和微量氰化物而被列为危险固体废 探索.除此之外，废阴极炭块处理还被用于炼钢和 弃物，其在常温常压下遇水即可发生剧烈反应，并 水泥制造等其他行业+16，但是由于废阴极炭块 放出有害气体，如果处置不当还会造成严重的生 中含有钠、氟等有害物质，以及各国对环境严格的 态破坏)国家政策规定危险固体废弃物堆放时间 监控力度，使其推广应用受到限制 不得超过1a,迫于环境压力以及铝工业可持续发 基于目前我国废阴极炭块存量大，现有技术 展的需求，废阴极炭块无害化和资源化的处理技 消纳量较小且资源化程度较低等问题，本文提出 术在国内外都备受关注 了一种针对铝电解槽废阴极炭块的电加热高温热 目前国内外对铝电解危险废弃物的处理技术 处理技术，利用废阴极炭块高导电、高石墨化度、 还主要停留在就地防渗堆存、填埋或高成本无害 以及高温氟化盐易挥发等特点，在高温炉通电加 化、低值化处理阶段习针对无害化或低值化的 热的条件下，实现炭与氟化盐高效分离、有价组分 处理基本可以概括为火法和湿法两种.在火法工 回收的目的，并建立了一套实验规模的电加热高 艺方面，美国铝业公司与澳大利亚奥斯麦特公司 温热处理炉，根据实验确定满足颗粒级氟化盐有 联合开发的废旧阴极奥斯麦特处理技术，以氟化 效挥发所需的温度后，利用数值模拟的方法研究 铝的形式回收氟，将炭质直接燃烧，焚烧熔渣可用 高温电阻炉温度演变规律，优化调节工艺控制参 作筑路；法国彼施涅铝业开发了在废槽衬中加入 数，给出合理的供电曲线，为工业化加热炉的工艺 矿物添加剂的热解工艺M:加拿大普基铝业网将破 控制提供参考.需要说明的是，针对电加热高温电 碎磨细后的废阴极炭块与硫酸钙混合后，通过高 阻炉的仿真模拟计算，本文只考虑升温和保温阶 温煅烧的方法来固化氟化物：澳大利亚科尔马克 段，冷却过程及氟化盐冷却回收过程将在后续进 铝业公司在1992年报道了已经通过试验阶段的 Comalco SPL处理工艺9，该工艺在物料准备阶段，将 一步研究 废旧电解槽内衬材料粉碎成粒度小于1mm的颗 1 电加热高温热处理炉及物理模型 粒，经煅烧后回收氟化物：中国铝业郑州研究院 以废阴极炭块为原料，以富含SiO2和Al2O3的粉 根据传热计算，并参照艾奇逊石墨化炉刀、碳 煤灰为反应分散剂，进行焙烧处理后再用硫酸和 化硅炉侧等炉型参数，设计了如图1所示的高温 石灰常温分解，最终实现了废阴极炭块的无害化处 电阻炉，主要由炉膛、电极和保温材料构成，且各 理.以上这些工艺都可以实现废阴极的无害化，但 部分为方形.保温材料包括上层保温材料和四周 是并未重视其中有价物质的回收利用，真正经济 耐火保温材料，其中上层保温材料起到炉盖的作 地实现工业化仍然面对诸多挑战.湿法处理则主 用，包括炭板、石墨毡和岩棉3部分：四周耐火保 要包括浮选法、高温水解法2]和硫酸处理法] 温料由炭砖、填料、高铝砖、保温砖和岩棉共5部 等.已经初步实现工业化的主要有国外力拓加铝 分构成.左右两侧各1个供电电极，贯穿耐火保温 (Rio Tinto Alcan)开发的一套综合湿法处理废槽衬 层，电极中心距离炉型底部790mm.炉芯位于炉 (含废阴极炭块)的工艺技术，该法在2008年4月 膛中心位置.各部分具体尺寸参数如表1所示.图2 投产，2014年产量达到最大，但是一直面临着资源 为炉内各层详细保温结构
deep separation of carbon material and fluoride salts in SCCB. KEY WORDS spent cathode carbon block； numerical simulation； high temperature resistance furnace； electro−thermal coupling； temperature distribution 我国是原铝生产大国，随着铝电解槽使用年 限的延长，阴极及耐火保温材料中氟的吸附量也 逐年递增，一般炭砖和耐火保温砖使用 5～8 a 后 需要进行更换[1] ，会产出大量的固体废弃物. 统计 显示电解铝厂平均每生产 1 t 铝会产生 20～30 kg 废阴极[2] ，废阴极中炭占 30%～70%，石墨化程度 高达 80%～90%，其余物质主要包括冰晶石、氟化 钠、氟化锂等有价组分[3] . 铝电解槽废阴极炭块因 含有可溶性氟和微量氰化物而被列为危险固体废 弃物，其在常温常压下遇水即可发生剧烈反应，并 放出有害气体，如果处置不当还会造成严重的生 态破坏[4] . 国家政策规定危险固体废弃物堆放时间 不得超过 1 a，迫于环境压力以及铝工业可持续发 展的需求，废阴极炭块无害化和资源化的处理技 术在国内外都备受关注. 目前国内外对铝电解危险废弃物的处理技术 还主要停留在就地防渗堆存、填埋或高成本无害 化、低值化处理阶段[4‒5] . 针对无害化或低值化的 处理基本可以概括为火法和湿法两种. 在火法工 艺方面，美国铝业公司与澳大利亚奥斯麦特公司 联合开发的废旧阴极奥斯麦特处理技术[6] ，以氟化 铝的形式回收氟，将炭质直接燃烧，焚烧熔渣可用 作筑路；法国彼施涅铝业开发了在废槽衬中加入 矿物添加剂的热解工艺[7] ；加拿大普基铝业[8] 将破 碎磨细后的废阴极炭块与硫酸钙混合后，通过高 温煅烧的方法来固化氟化物；澳大利亚科尔马克 铝业公司在 1992 年报道了已经通过试验阶段的 Comalco SPL 处理工艺[9] ，该工艺在物料准备阶段，将 废旧电解槽内衬材料粉碎成粒度小于 1 mm 的颗 粒，经煅烧后回收氟化物；中国铝业郑州研究院[10] 以废阴极炭块为原料，以富含 SiO2 和 Al2O3 的粉 煤灰为反应分散剂，进行焙烧处理后再用硫酸和 石灰常温分解，最终实现了废阴极炭块的无害化处 理. 以上这些工艺都可以实现废阴极的无害化，但 是并未重视其中有价物质的回收利用，真正经济 地实现工业化仍然面对诸多挑战. 湿法处理则主 要包括浮选法[11]、高温水解法[12] 和硫酸处理法[13] 等. 已经初步实现工业化的主要有国外力拓加铝 （Rio Tinto Alcan）开发的一套综合湿法处理废槽衬 （含废阴极炭块）的工艺技术[1] ，该法在 2008 年 4 月 投产，2014 年产量达到最大，但是一直面临着资源 化利用程度低，容易造成二次污染等问题. 2013 年 北京矿冶研究总院与中电投宁夏能源铝业联合开 发了一种综合利用废阴极炭块和废耐火材料的湿 法处理技术，有价物质炭可以得到有效回收，但是 流程工艺较长，废水处理成本高. 一般来讲，湿法 处理存在工艺流程长、有害物质进入溶液引起二 次污染等问题，而火法未能实现有价组分炭、氟化 盐的有效回收利用，其工业化的道路仍然在不断 探索. 除此之外，废阴极炭块处理还被用于炼钢和 水泥制造等其他行业[14‒ 16] ，但是由于废阴极炭块 中含有钠、氟等有害物质，以及各国对环境严格的 监控力度，使其推广应用受到限制. 基于目前我国废阴极炭块存量大，现有技术 消纳量较小且资源化程度较低等问题，本文提出 了一种针对铝电解槽废阴极炭块的电加热高温热 处理技术，利用废阴极炭块高导电、高石墨化度、 以及高温氟化盐易挥发等特点，在高温炉通电加 热的条件下，实现炭与氟化盐高效分离、有价组分 回收的目的，并建立了一套实验规模的电加热高 温热处理炉. 根据实验确定满足颗粒级氟化盐有 效挥发所需的温度后，利用数值模拟的方法研究 高温电阻炉温度演变规律，优化调节工艺控制参 数，给出合理的供电曲线，为工业化加热炉的工艺 控制提供参考. 需要说明的是，针对电加热高温电 阻炉的仿真模拟计算，本文只考虑升温和保温阶 段，冷却过程及氟化盐冷却回收过程将在后续进 一步研究. 1 电加热高温热处理炉及物理模型 根据传热计算，并参照艾奇逊石墨化炉[17]、碳 化硅炉[18] 等炉型参数，设计了如图 1 所示的高温 电阻炉，主要由炉膛、电极和保温材料构成，且各 部分为方形. 保温材料包括上层保温材料和四周 耐火保温材料，其中上层保温材料起到炉盖的作 用，包括炭板、石墨毡和岩棉 3 部分；四周耐火保 温料由炭砖、填料、高铝砖、保温砖和岩棉共 5 部 分构成. 左右两侧各 1 个供电电极，贯穿耐火保温 层，电极中心距离炉型底部 790 mm. 炉芯位于炉 膛中心位置. 各部分具体尺寸参数如表 1 所示，图 2 为炉内各层详细保温结构. · 732 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期
卢婷婷等：铝电解槽废阴极炭块电-热耦合处理过程数值模拟 733· Insulating layer Electrode ww 0891 Monitoring point Furnace 3210mm hearth 1780mm 图1高温电阻炉结构示意图及炉膛内部细节 Fig.1 Schematic of the high temperature resistance furnace and its interior detail 表1炉型结构尺寸 Rock wool Insulating brick Table 1 Structure size of the high temperature resistance High alumina brick furnace mm Insulating filler Parameters Numbers Carbon block Graphite felt Length 3210 Furnace hearth Height 1680 Electrode Width 1780 Furnace core Thickness of carbon brick 230 Monitoring line Thickness of insulating filler 65 图2高温电阻炉沿x轴方向(=1.605m)的横截面 Thickness of high alumina brick 230 Fig.2 Cross-section of the high temperature resistance furnace in x direction (x=1.605 m) Thickness of insulating brick 230 Thickness of rock wool 50 2.2控制方程 Dimensions of electrode 300×300×805 数学模型的控制方程主要为传热和电场控制 Dimensions of fumace hearth 500×500×1600 方程，具体表述如下： Dimensions of furnace core 50×50x1600 (1)计算区域热量主要以导热的方式传递，因 此传热控制方程为傅里叶导热微分方程： 2数值模型 ar a(ar a aT 2.1模型假设 为了描述炉内传热情况，本模型做出以下假设： 式中：p为堆积密度，kgm3:cp为比热容，JkgK； (1)假设在整个加热过程中，炉料是各向同性的： 1为有效导热系数，WmlK;gs为热源强度（单位 (2)炉内物料为多孔介质，废阴极炭块尺寸为 体积热产生率)，Wm3:T为绝对温度，K;t为时间， 30~70mm,设定其孔隙率为0.52： S;x,y,为坐标，各物性参数取值见表2 (3)堆积物料间热量传递以导热为主，根据 导电区电流产生的焦耳热为热源强度主要来源： Russel提出的经验公式I91计算出有效导热系数为 9s rIVo2 (2) 6Wm K; 式中：r为电阻率，2m;p为电势，V. (4)假定物料密度、导热系数、比热容和电阻 (2)电势控制方程. 率不随温度变化： (5)外壁面发生对流换热与辐射换热，综合换 ++= (3) 热系数8取14.31wm2K- 式中：y为材料的电导率，Sm;p为电势，V
2 数值模型 2.1 模型假设 为了描述炉内传热情况，本模型做出以下假设： （1）假设在整个加热过程中，炉料是各向同性的； （2）炉内物料为多孔介质，废阴极炭块尺寸为 30～70 mm，设定其孔隙率为 0.52； （ 3）堆积物料间热量传递以导热为主，根据 Russel 提出的经验公式[19] 计算出有效导热系数为 6 W·m−1·K−1 ； （4）假定物料密度、导热系数、比热容和电阻 率不随温度变化； （5）外壁面发生对流换热与辐射换热，综合换 热系数[18] 取 14.31 W·m−2·K−1 . 2.2 控制方程 数学模型的控制方程主要为传热和电场控制 方程，具体表述如下： （1）计算区域热量主要以导热的方式传递，因 此传热控制方程为傅里叶导热微分方程： ρcp ∂T ∂t = ∂ ∂x ( λ ∂T ∂x ) + ∂ ∂y ( λ ∂T ∂y ) + ∂ ∂z ( λ ∂T ∂z ) +qs （1） ρ cp λ qs T t x y z 式中： 为堆积密度，kg·m−3 ； 为比热容，J·kg−1·K−1 ； 为有效导热系数，W·m−1·K−1 ； 为热源强度（单位 体积热产生率），W·m−3 ； 为绝对温度，K； 为时间， s； ， ， 为坐标，各物性参数取值见表 2. 导电区电流产生的焦耳热为热源强度主要来源： qs = τ|∇φ| 2 （2） 式中：τ为电阻率，Ω·m； φ 为电势，V. （2）电势控制方程. ∂ ∂x ( γ ∂φ ∂x ) + ∂ ∂y ( γ ∂φ ∂y ) + ∂ ∂z ( γ ∂φ ∂z ) = 0 （3） 式中： γ 为材料的电导率，S·m φ −1 ； 为电势，V. 表 1 炉型结构尺寸 Table 1 Structure size of the high temperature resistance furnace mm Parameters Numbers Length 3210 Height 1680 Width 1780 Thickness of carbon brick 230 Thickness of insulating filler 65 Thickness of high alumina brick 230 Thickness of insulating brick 230 Thickness of rock wool 50 Dimensions of electrode 300×300×805 Dimensions of furnace hearth 500×500×1600 Dimensions of furnace core 50×50×1600 Insulating layer Monitoring point y z x Furnace hearth Electrode 1680 mm 1780 mm 3210 mm 图 1 高温电阻炉结构示意图及炉膛内部细节 Fig.1 Schematic of the high temperature resistance furnace and its interior detail Rock wool Insulating brick High alumina brick Insulating filler Carbon block Graphite felt Furnace hearth Electrode Furnace core Monitoring line 图 2 高温电阻炉沿 x 轴方向（x=1.605 m）的横截面 Fig.2 Cross-section of the high temperature resistance furnace in x direction (x=1.605 m) 卢婷婷等： 铝电解槽废阴极炭块电−热耦合处理过程数值模拟 · 733 ·
.734 工程科学学报，第42卷，第6期 表2热物性参数 Table2 Thermophysical properties used in this study Parameters Density /(kg'm3) Specific heat/(Jkg-K-) Thermal conductivity /(W'm-K-1) Conductivity /(S'm) Carbon block 1500 800 o 1×10~o Insulating filler 450 1465 0.65 1×1010 High alumina brick 1500 1100 0.786 1×10-1o Insulating brick 1000 1200 0.3 1×10-0 Rock wool 135 900 0.06 1×10-10 Graphite felt 1400 900 0.01 1×10o SCCB 850 840 6 2.127×103 Electrode 1600 700 12.4 1.13×10-5 2.3边界条件 实验用铝电解槽废阴极炭块来自青铜峡铝业集团， (1)炉侧壁和炉底外表面与车间环境进行对 采用化学分析检测其主要成分如表3所示 流换热，即： a 表3废阴极炭块的元素组成与含量 - -=hs(T-Te) (4) Table 3 Composition and the content of various elements 式中：为导热系数，WmK;T为壁面温度，K; in SCCB % Te为环境温度，K;h为综合对流换热系数，W C F Na Al Ca Fe Else m2.K-1 59.2 16.73 13.62 7.871.430.940.21 综合换热包括对流换热和辐射换热两部分： 利用颚式破碎机将实验用废阴极炭块进行破 ls hc+h (5) 碎，每次实验前取具有一定粒度的20g样品装入 式中：he为对流换热系数，Wm2K;h为辐射换热 坩埚，放入100℃的干燥箱中干燥4h后称重，记 系数，Wm2K; 录数据A.首先向高温节能气氛炉（最高耐热温度 he Nu-(A.L-!) (6) 达1800℃)通入一段时间氨气，再将干燥后的样 式中：为导热系数，WmK;L为热传递方向定 品放入，设置实验温度，加热至质量不再改变后取 性尺寸：Nu为努赛尔数 出称重，记录数据B.两次称重差值与初始值A的 hr =s(t-to )(t1-to) (7) 比值即为废阴极炭块烧损率. 式中：ε为辐射物体黑度：σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常 物质炭的熔点较高，在铝电解槽废阴极炭块 数，5.67×108Wm2K;t1和to分别为壁面温度和环 加热过程中主要是氟化盐受热挥发析出.根据实 境温度，K 验用废阴极炭块成分表可知处理前炭质量分数占 (2)耐火保温层及炉膛内物料传热遵循傅里 59.2%,氟化盐及其他物质总占比40.8%.由图3可 叶导热定律： 知，随处理温度升高，氟化盐析出占比逐渐增大， dt 当温度超过1200℃后析出趋势变缓.1600℃温 (8) 度处理后废阴极炭块烧损率为36.73%，有约90% 式中：q为通过保温层壁面的热量，Wm3;:为第 的氟化盐挥发.1700℃高温处理后有93.1%的氟 i层导热系数(5层耐火保温材料及3层上部保温 化盐挥发.由于氟化盐中含有挥发点较高的 材料)，WmK;△为第i层两侧壁面温度差，K; CaF2以及少量不易挥发的含铁类物质，因此本文 6为保温层厚度，m. 将1700℃定为铝电解槽废阴极炭块氟化盐的充 电场边界条件设定阳极为供电电位给定变 分挥发温度 量，阴极设定为零电位，其余表面均为绝缘面 3.2温度场分布 通电周期设定为36h,通过对高温炉加热过程 3 结果与讨论 中炉内温度场的模拟计算，获得了不同时刻的炉 3.1氟化盐挥发温度确定 内温度分布以及该过程中炉料和耐火保温层不同 利用实验方法确定氟化盐的挥发温度节点， 位置的升温曲线，并对升温过程（前24h)电压进
2.3 边界条件 （1）炉侧壁和炉底外表面与车间环境进行对 流换热，即： −λ ∂T ∂n = hs (T −Te) （4） λ T Te hs 式中： 为导热系数，W·m−1·K−1 ； 为壁面温度，K； 为环境温度 ， K； 为综合对流换热系数 ， W· m −2·K−1 . 综合换热包括对流换热和辐射换热两部分： hs = hc +hr （5） 式中： hc为对流换热系数，W·m hr −2·K−1 ； 为辐射换热 系数，W·m−2·K−1 ； hc = Nu ·(λ · L −1 ) （6） λ L Nu 式中： 为导热系数，W·m−1·K−1 ； 为热传递方向定 性尺寸； 为努赛尔数. hr = εσ(t1 4 −t0 4 )/(t1 −t0) （7） ε σ t1 t0 式中： 为辐射物体黑度； 为斯蒂芬−玻尔兹曼常 数，5.67×10−8 W·m−2·K−4 ； 和 分别为壁面温度和环 境温度，K. （2）耐火保温层及炉膛内物料传热遵循傅里 叶导热定律： q = −λi dt dx = λi ∆ti δ （8） λi ∆ti δ 式中：q 为通过保温层壁面的热量，W·m−3 ； 为第 i 层导热系数（5 层耐火保温材料及 3 层上部保温 材料），W·m−1·K−1 ； 为第 i 层两侧壁面温度差，K； 为保温层厚度，m. 电场边界条件设定阳极为供电电位给定变 量，阴极设定为零电位，其余表面均为绝缘面. 3 结果与讨论 3.1 氟化盐挥发温度确定 利用实验方法确定氟化盐的挥发温度节点， 实验用铝电解槽废阴极炭块来自青铜峡铝业集团， 采用化学分析检测其主要成分如表 3 所示. 利用颚式破碎机将实验用废阴极炭块进行破 碎，每次实验前取具有一定粒度的 20 g 样品装入 坩埚，放入 100 ℃ 的干燥箱中干燥 4 h 后称重，记 录数据 A. 首先向高温节能气氛炉（最高耐热温度 达 1800 ℃）通入一段时间氮气，再将干燥后的样 品放入，设置实验温度，加热至质量不再改变后取 出称重，记录数据 B. 两次称重差值与初始值 A 的 比值即为废阴极炭块烧损率. 物质炭的熔点较高，在铝电解槽废阴极炭块 加热过程中主要是氟化盐受热挥发析出. 根据实 验用废阴极炭块成分表可知处理前炭质量分数占 59.2%，氟化盐及其他物质总占比 40.8%. 由图 3 可 知，随处理温度升高，氟化盐析出占比逐渐增大， 当温度超过 1200 ℃ 后析出趋势变缓. 1600 ℃ 温 度处理后废阴极炭块烧损率为 36.73%，有约 90% 的氟化盐挥发. 1700 ℃ 高温处理后有 93.1% 的氟 化盐挥发 . 由于氟化盐中含有挥发点较高 的 CaF2 以及少量不易挥发的含铁类物质，因此本文 将 1700 ℃ 定为铝电解槽废阴极炭块氟化盐的充 分挥发温度. 3.2 温度场分布 通电周期设定为 36 h，通过对高温炉加热过程 中炉内温度场的模拟计算，获得了不同时刻的炉 内温度分布以及该过程中炉料和耐火保温层不同 位置的升温曲线，并对升温过程（前 24 h）电压进 表 2 热物性参数 Table 2 Thermophysical properties used in this study Parameters Density /（kg·m−3） Specific heat /（J·kg−1·K−1） Thermal conductivity /（W·m−1·K−1） Conductivity /（S·m−1） Carbon block 1500 800 10 1×10−10 Insulating filler 450 1465 0.65 1×10−10 High alumina brick 1500 1100 0.786 1×10−10 Insulating brick 1000 1200 0.3 1×10−10 Rock wool 135 900 0.06 1×10−10 Graphite felt 1400 900 0.01 1×10−10 SCCB 850 840 6 2.127×103 Electrode 1600 700 12.4 1.13×10−5 表 3 废阴极炭块的元素组成与含量 Table 3 Composition and the content of various elements in SCCB % C F Na Al Ca Fe Else 59.2 16.73 13.62 7.87 1.43 0.94 0.21 · 734 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期
卢婷婷等：铝电解槽废阴极炭块电-热耦合处理过程数值模拟 735· -A-Volatilization rate of fluoride salts 100 后在9V下供压12h的工况进行升温一保温过程 Weight loss rate of SCCB 0 80 图4为不同供电时间下，炉型沿z轴方向 (=0.89m)的横截面对应的温度分布云图.图中可 .0 50 60 见加热过程中，炉芯与炉料共同作为发热体，炉料 40 电阻率较炉芯小的多，因此炉芯升温速度快、热扩 散动力强.升温过程中温度由中心向外逐渐扩散， 10 20 高温等温面不断向外扩散.由温度分布云图可以 看出在供电12h时，炉芯及部分炉料温度升高至 800 1000120014001600 1800 Temperature/C 2000℃左右，随加热时间延长，高温区逐渐扩大 图3不同处理温度与废阴极炭块烧损及氟化盐挥发的关系 加热18h后氟化盐挥发率为83.1%：当加热24h Fig.3 Relationship between burning loss of SCCB and volatilization of 炉芯最高温可达2250℃，计算此时氟化盐挥发率 fluoride salts at different temperatures 高达98%，满足氟化盐完全挥发要求.伴随炉料升 行了优化设计，炉膛内温度高于1700℃的区域定 温，保温层的温度也在不断升高.较高电压下炉芯 义为有效挥发区域，高于1700℃体积与总物料体 温度快速升高，但一定的保温条件有利于块状物 积的占比定义为氟化盐挥发率.通过CFD-Post中 料的均匀受热.铝电解槽废阴极炭块具有一定的 的函数功能对模型选定区域指定的某个物理量进行 粒度，因此加热后需要在高温下保温一段时间，力 积分，即可得到该物理量不同温度区间的体积分数 求保证炉内升温速度以及温度分布均匀.为维持 定义氟化盐挥发率大于90%，即可认为挥发完全. 炉内现有温度水平，同时避免耐火保温层的持续 温度由炉膛中心传递到边部需要一定的时 升温.在保温阶段，电极两端电压取9V处理2h, 间，利用较高电压提高中心位置的最高温度，借助 保持炉内温度维持在1700℃以上，至此供电36h 温差可以有效缩减炉膛整体升温所需的时间.如 完成，氟化盐挥发率为92.1%.由温度云图可以看 果长时间地维持送电，存在电能浪费问题，而升温 出，保温过程高温区不再向外扩散，此外，从云图 速度过快会影响热效率P0-2)本文处理的炉料特 的演变发现两端电极是热量散失的一个主要部 殊性在于具有一定的导电性，即通电时会自身发热 位，这是由石墨本身具有较大的导热系数和比热 为了了解高温炉加热过程中炉内温度的变化情况， 容导致的，而石墨毡及岩棉则由于导热系数较小， 根据实际经验与理论计算，选取12V供压24h,然 使得炉型上部具有较好的保温性能 (a) (b) Temperature/℃ 2000 1859 1718 (c) d 1577 6 1154 1013 87 32 5 450 27 图4不同加热时间下中心截面温度云图(Z-0.89m).(a)4h:(b)8h:(c)12h:(d)16h:(e)24h:(f)36h Fig.4 Contours of temperature distribution in the cross section(Z=0.89 m)of the furnace at different heating time:(a)4 h;(b)8 h;(c)12 h;(d)16 h;(e) 24h;()36h
行了优化设计. 炉膛内温度高于 1700 ℃ 的区域定 义为有效挥发区域，高于 1700 ℃ 体积与总物料体 积的占比定义为氟化盐挥发率. 通过 CFD-Post 中 的函数功能对模型选定区域指定的某个物理量进行 积分，即可得到该物理量不同温度区间的体积分数. 定义氟化盐挥发率大于 90%，即可认为挥发完全. 温度由炉膛中心传递到边部需要一定的时 间，利用较高电压提高中心位置的最高温度，借助 温差可以有效缩减炉膛整体升温所需的时间. 如 果长时间地维持送电，存在电能浪费问题，而升温 速度过快会影响热效率[20‒21] . 本文处理的炉料特 殊性在于具有一定的导电性，即通电时会自身发热. 为了了解高温炉加热过程中炉内温度的变化情况， 根据实际经验与理论计算，选取 12 V 供压 24 h，然 后在 9 V 下供压 12 h 的工况进行升温—保温过程. 图 4 为不同供电时间下 ，炉型 沿 z 轴方向 （z=0.89 m）的横截面对应的温度分布云图. 图中可 见加热过程中，炉芯与炉料共同作为发热体，炉料 电阻率较炉芯小的多，因此炉芯升温速度快、热扩 散动力强. 升温过程中温度由中心向外逐渐扩散， 高温等温面不断向外扩散. 由温度分布云图可以 看出在供电 12 h 时，炉芯及部分炉料温度升高至 2000 ℃ 左右，随加热时间延长，高温区逐渐扩大. 加热 18 h 后氟化盐挥发率为 83.1%；当加热 24 h 炉芯最高温可达 2250 ℃，计算此时氟化盐挥发率 高达 98%，满足氟化盐完全挥发要求. 伴随炉料升 温，保温层的温度也在不断升高. 较高电压下炉芯 温度快速升高，但一定的保温条件有利于块状物 料的均匀受热. 铝电解槽废阴极炭块具有一定的 粒度，因此加热后需要在高温下保温一段时间，力 求保证炉内升温速度以及温度分布均匀. 为维持 炉内现有温度水平，同时避免耐火保温层的持续 升温. 在保温阶段，电极两端电压取 9 V 处理 12 h， 保持炉内温度维持在 1700 ℃ 以上，至此供电 36 h 完成，氟化盐挥发率为 92.1%. 由温度云图可以看 出，保温过程高温区不再向外扩散，此外，从云图 的演变发现两端电极是热量散失的一个主要部 位，这是由石墨本身具有较大的导热系数和比热 容导致的，而石墨毡及岩棉则由于导热系数较小， 使得炉型上部具有较好的保温性能. 50 40 30 20 10 0 100 80 60 40 20 0 800 1000 1200 Temperature/℃ Mass loss rate of SCCB/% 1400 1600 1800 Volatilization rate of fluoride salts/% Volatilization rate of fluoride salts Weight loss rate of SCCB 图 3 不同处理温度与废阴极炭块烧损及氟化盐挥发的关系 Fig.3 Relationship between burning loss of SCCB and volatilization of fluoride salts at different temperatures Temperature/℃ 2000 1859 1718 1577 1436 1295 1154 1013 873 732 591 450 309 168 27 (a) (b) (c) (d) (e) (f) 图 4 不同加热时间下中心截面温度云图（Z=0.89 m）.（a）4 h；（b）8 h；（c）12 h；（d）16 h；（e）24 h；（f）36 h Fig.4 Contours of temperature distribution in the cross section (Z=0.89 m) of the furnace at different heating time: (a) 4 h; (b) 8 h; (c) 12 h; (d) 16 h; (e) 24 h; (f) 36 h 卢婷婷等： 铝电解槽废阴极炭块电−热耦合处理过程数值模拟 · 735 ·
.736 工程科学学报，第42卷，第6期 为详细说明加热过程中炉料及耐火保温层不 3000 1 同位置的温度随加热时间的变化情况，选取高温 (2) (3) (4)5) (6) 2500 炉中心横截面处的一条直线为参照（图2），距炉子 -4h 2000 底部640mm,总长度890mm,从壁面开始，到炉芯 12h 16h 中心结束，研究温度变化情况.图5为炉内水平线 上不同时刻的温度分布曲线图，(1)至(6)依次对 56h 应岩棉、保温砖、高铝砖、填料、炭砖和炉料（由于 500 包含的炉芯只有25mm,故在此不再列出).从图 中可以看出，加热阶段热量主要用于炉料和炭砖 0 100200300400500600700800900 的升温，填料层作为过渡段，保温段温度变化幅度 Distance/mm 较小：电压变为9V后炉料温度有所下降，岩棉、 图5监测线1温度随时间变化曲线 保温砖层和高铝砖层热量增幅明显上升 Fig.5 Variation in temperature of monitoring line with changing of heating time 保温过程中沿监测线方向5层耐火保温材料 的温度云图如图6所示.从图中可以看出，随保温 以发现，保温阶段炭砖与炉料废阴极温度基本维 时间延长，炭砖层温度变化幅度较小，填料层高温 持在1859℃.由此说明保温段电压设置合理，在 区略有下降，高铝砖、保温砖与岩棉的温度均有增 此阶段电压主要用于保温砖与岩棉的升温以及炉 加，尤其是保温砖层，温升较为明显.结合图5可 体壁面的散热 中分9心中个的 Temperature/C 图6沿监测线方向五层耐火保温层随时间温度分布(X=1.605m).(a)24h:(b)28h:(c)32h:(d)36h Fig.6 Variations in temperature of refractory insulation along monitoring line at different heating time (X=1.605 m):(a)24 h;(b)28 h;(c)32 h;(d)36 h 3.3电压曲线优化 18 -Case I 电阻炉普遍存在耗能高、周期长的问题，合理 --Case 2 -.-Case 3 的电压分布可有效提高生产效率、降低产品能耗， 15 从而节约生产成本.加载电压会引起内热源的变 化，从而改变温度场的分布.选取前24h的升温阶 段作为研究对象，探究供压曲线对高温电阻炉炉 内温度分布的影响.为保证电阻料的发热量基本 相同，供电曲线要满足总供电量相等.3种供压情 况如图7所示，每8h改变一次，供电电压分别为 12 16 20 24 递减型（方案1）、恒压稳定型（方案2）和递增型 Time/h (方案3).通过数值模拟分析炉膛最低温度变化研 图7供压曲线 究物料区域温度的均匀性及1700℃以上温度的 Fig.7 Modes of power supply 占比情况，即氟化盐挥发率 图中三条曲线，电压逐级递减时加热6h后监测点 取炉膛温度最低点作为监测点（图1中所示 温度接近900℃，在超过该温度下的停留时间高 点)，三种供电曲线下监测点温度随时间变化的情 达18h,比逐级递增电压条件下到达挥发温度的 况如图8所示.实验测得废阴极中氟化物在900℃ 时间提前9h左右.废阴极炭块的尺寸为30~70mm, 开始挥发，当温度达到1700℃时挥发彻底.观察 因此其中氟化盐需要在高温条件下处理一定的时
为详细说明加热过程中炉料及耐火保温层不 同位置的温度随加热时间的变化情况，选取高温 炉中心横截面处的一条直线为参照（图 2），距炉子 底部 640 mm，总长度 890 mm，从壁面开始，到炉芯 中心结束，研究温度变化情况. 图 5 为炉内水平线 上不同时刻的温度分布曲线图，（1）至（6）依次对 应岩棉、保温砖、高铝砖、填料、炭砖和炉料（由于 包含的炉芯只有 25 mm，故在此不再列出）. 从图 中可以看出，加热阶段热量主要用于炉料和炭砖 的升温，填料层作为过渡段，保温段温度变化幅度 较小；电压变为 9 V 后炉料温度有所下降，岩棉、 保温砖层和高铝砖层热量增幅明显上升. 保温过程中沿监测线方向 5 层耐火保温材料 的温度云图如图 6 所示. 从图中可以看出，随保温 时间延长，炭砖层温度变化幅度较小，填料层高温 区略有下降，高铝砖、保温砖与岩棉的温度均有增 加，尤其是保温砖层，温升较为明显. 结合图 5 可 以发现，保温阶段炭砖与炉料废阴极温度基本维 持在 1859 ℃. 由此说明保温段电压设置合理，在 此阶段电压主要用于保温砖与岩棉的升温以及炉 体壁面的散热. 3.3 电压曲线优化 电阻炉普遍存在耗能高、周期长的问题，合理 的电压分布可有效提高生产效率、降低产品能耗， 从而节约生产成本. 加载电压会引起内热源的变 化，从而改变温度场的分布. 选取前 24 h 的升温阶 段作为研究对象，探究供压曲线对高温电阻炉炉 内温度分布的影响. 为保证电阻料的发热量基本 相同，供电曲线要满足总供电量相等. 3 种供压情 况如图 7 所示，每 8 h 改变一次，供电电压分别为 递减型（方案 1）、恒压稳定型（方案 2）和递增型 （方案 3）. 通过数值模拟分析炉膛最低温度变化研 究物料区域温度的均匀性及 1700 ℃ 以上温度的 占比情况，即氟化盐挥发率. 取炉膛温度最低点作为监测点（图 1 中所示 点），三种供电曲线下监测点温度随时间变化的情 况如图 8 所示. 实验测得废阴极中氟化物在 900 ℃ 开始挥发，当温度达到 1700 ℃ 时挥发彻底. 观察 图中三条曲线，电压逐级递减时加热 6 h 后监测点 温度接近 900 ℃，在超过该温度下的停留时间高 达 18 h，比逐级递增电压条件下到达挥发温度的 时间提前 9 h 左右. 废阴极炭块的尺寸为 30～70 mm， 因此其中氟化盐需要在高温条件下处理一定的时 0 0 100 200 300 400 Distance/mm 3000 2500 2000 1500 1000 500 Temperature/ ℃ 500 600 700 800 900 (1) (2) 4 h 8 h 12 h 16 h 24 h 28 h 36 h (3) (4) (5) (6) 图 5 监测线 1 温度随时间变化曲线 Fig.5 Variation in temperature of monitoring line with changing of heating time (a) (b) (c) (d) Temperature/℃ 1013 1154 1295 1436 1577 1718 1859 2000 168 309 450 591 732 873 27 图 6 沿监测线方向五层耐火保温层随时间温度分布（X=1.605 m）.（a）24 h；（b）28 h；（c）32 h；（d）36 h Fig.6 Variations in temperature of refractory insulation along monitoring line at different heating time (X=1.605 m): (a) 24 h; (b) 28 h; (c) 32 h; (d) 36 h 0 Time/h 18 15 12 9 6 Power supply/V 4 8 12 16 20 24 Case 1 Case 2 Case 3 图 7 供压曲线 Fig.7 Modes of power supply · 736 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期
卢婷婷等：铝电解槽废阴极炭块电-热耦合处理过程数值模拟 737· 间才能完全挥发，这也是方案1的优势所在.从图9 93.1%以上； 中可以看出，供电电压递减时在加热I6h时氟化 (2)设计的高温电阻炉，在加热阶段，高温区 盐挥发率达到峰值95%左右，满足生产设计要求， 由炉芯呈辐射状向外扩散，加热24h炉内最高温 之后挥发占比有所下降，但基本维持在85%，其炉 可达2250℃，氟化盐有效挥发区域占比可达98%： 膛温度满足氟化盐充分挥发的时间长达20h远超 保温阶段炉料废阴极炭块温度基本维持在2000℃ 递增情况.电压递增时，炉膛内部1700℃以上温 左右.在12V升温24h,9V保温12h的供电模式 度占比突变时间滞后，不利于铝电解槽废阴极炭 下，有效高温区占比大于80%的处理时间长达18h: 块的处理.电压恒定时的变化介于递增和递减之 (3)通过对供电电压模式的优化研究发现，与 间.综上所述，逐级递减的供压方式，对实际生产 恒定电压和递增电压供电模式相比，逐级递减供 更加有利，此结论与相关电阻炉文献研究结论 电模式下炉内有效热处理时间可达20h,更有利 相一致 于氟化盐的深度分离 1800 Case 1 参考文献 1500 -Case 2 --Case3 [1] Birry L,Leclerc S,Poirier S.The LCL&L process:a sustainable 1200 2000000 solution for the treatment and recycling of spent potlining //Lighr Metals 2016.Switzerland:Springer Cham,2016.467 900 [2] Cao X Z,Shi YY,Zhao S,et al.Recovery of valuable components 600 from spent pot-lining of aluminium electrolytic reduction cells.J Northeast Uniy Nat Sci,2014,35(12):1746 300 (曹晓舟，时园园，赵爽，等.铝电解槽废旧阴极炭块中有价组分 0 的回收.东北大学学报：自然科学版，2014,35(12)：1746) 0 4 12 16 2024 [3] Time/h Bao L F,Zhao J X,Tang W D,et al.Separation and recycling use of waste cathode in aluminium electrolysis cells.China Nonferrous 图8监测点温度随时间变化 Metall,.2014,43(3):51 Fig.8 Variations in temperature with heating time at monitoring point (鲍龙飞，赵俊学，唐雯聃，等.铝电解槽废旧阴极的分选与回收 利用.中国有色冶金，2014,43(3)：51) Case 1 [4]Holywell,G.Breault,R.An overview of useful methods to treat. --Case 2 80 Case 3 recover,or recycle spent potlining.JOM,2013,65(11):1441 [5] Ma J L,Shang X F,Ma Y P,et al.Directions for development of 60 hazardous waste treatment technologies in electrolytic aluminum 40 industry.Environ Prot Chem Ind,2016,36(1):11 (马建立，商晓甫，马云鹏，等.电解铝工业危险废物处理技术的 20 发展方向.化工环保，2016,36(1)：11) 0a4-4-0-1a-00081-山1 [6]Hittner HJ,Byers L R,Lees Jr.J N,et al.Rotary Kilntreamment of 8 1216 Potliner:US Patent,5711018.1998-01-20 20 Time/h [7]Barrillon E,Personnet P,Bontron J.Process for the Thermal Shock 图9氟化盐挥发率随时间变化 Treatment of Spent Pot Linings Obtained from Hall-heroult Fig.9 Volatilization rate of fluoride salts at different time Electrolytic Cells:US Patent,5245115.1993-09-14 [8] Grolman R J,Holywell G C,Kimmerle F M,et al.Recycling of 4结论 Spent Por Linings:US Patent,5740559.1995-11-28 [9]Sorlie M.Ove H A.Cathodes in Aluminium Electrolysis.3rd 采用电-热偶合数值模拟的方法，对电加热高 edition.Berlin:Beuth Verlag GmbH,2010 温电阻炉通电加热实现铝电解槽废阴极炭块中炭 [10]Chen X P,Li W X,Zhou J M,et al.Studying on the toxicity of 与氟化盐的分离过程进行了数值计算，获得该电 spent potline in aluminum electrolysis.Lighr Met,2005(12):33 (陈喜平，李旺兴，周子民，等，铝电解废槽内衬的危害性研究 加热高温电阻炉的温度场分布以及优化的供电调 轻金属，2005(12)：33) 节参数.结论如下： [11]Zhai X J,Qiu Z X.Applying flotation to separate electrolyte from (1)实验表明废阴极炭块中氟化物的有效脱 spent carbon of aluminum electrolysis.Nonferrous Met,1993, 除温度需≥1700℃，该温度下氟化物挥发率可达 45(2):38
间才能完全挥发，这也是方案 1 的优势所在. 从图 9 中可以看出，供电电压递减时在加热 16 h 时氟化 盐挥发率达到峰值 95% 左右，满足生产设计要求， 之后挥发占比有所下降，但基本维持在 85%，其炉 膛温度满足氟化盐充分挥发的时间长达 20 h 远超 递增情况. 电压递增时，炉膛内部 1700 ℃ 以上温 度占比突变时间滞后，不利于铝电解槽废阴极炭 块的处理. 电压恒定时的变化介于递增和递减之 间. 综上所述，逐级递减的供压方式，对实际生产 更加有利，此结论与相关电阻炉文献研究结论[20] 相一致. 4 结论 采用电‒热偶合数值模拟的方法，对电加热高 温电阻炉通电加热实现铝电解槽废阴极炭块中炭 与氟化盐的分离过程进行了数值计算，获得该电 加热高温电阻炉的温度场分布以及优化的供电调 节参数. 结论如下： （1）实验表明废阴极炭块中氟化物的有效脱 除温度需≥1700 ℃，该温度下氟化物挥发率可达 93.1% 以上； （2）设计的高温电阻炉，在加热阶段，高温区 由炉芯呈辐射状向外扩散，加热 24 h 炉内最高温 可达 2250 ℃，氟化盐有效挥发区域占比可达 98%； 保温阶段炉料废阴极炭块温度基本维持在 2000 ℃ 左右. 在 12 V 升温 24 h，9 V 保温 12 h 的供电模式 下，有效高温区占比大于 80% 的处理时间长达 18 h； （3）通过对供电电压模式的优化研究发现，与 恒定电压和递增电压供电模式相比，逐级递减供 电模式下炉内有效热处理时间可达 20 h，更有利 于氟化盐的深度分离. 参 考 文 献 Birry L, Leclerc S, Poirier S. The LCL&L process: a sustainable solution for the treatment and recycling of spent potlining // Light Metals 2016. Switzerland: Springer Cham, 2016. 467 [1] Cao X Z, Shi Y Y, Zhao S, et al. Recovery of valuable components from spent pot-lining of aluminium electrolytic reduction cells. J Northeast Univ Nat Sci, 2014, 35（12）: 1746 （曹晓舟, 时园园, 赵爽, 等. 铝电解槽废旧阴极炭块中有价组分 的回收. 东北大学学报: 自然科学版, 2014, 35（12）：1746） [2] Bao L F, Zhao J X, Tang W D, et al. Separation and recycling use of waste cathode in aluminium electrolysis cells. China Nonferrous Metall, 2014, 43（3）: 51 （鲍龙飞, 赵俊学, 唐雯聃, 等. 铝电解槽废旧阴极的分选与回收 利用. 中国有色冶金, 2014, 43（3）：51） [3] Holywell, G, Breault, R. An overview of useful methods to treat, recover, or recycle spent potlining. JOM, 2013, 65（11）: 1441 [4] Ma J L, Shang X F, Ma Y P, et al. Directions for development of hazardous waste treatment technologies in electrolytic aluminum industry. Environ Prot Chem Ind, 2016, 36（1）: 11 （马建立, 商晓甫, 马云鹏, 等. 电解铝工业危险废物处理技术的 发展方向. 化工环保, 2016, 36（1）：11） [5] Hittner H J, Byers L R, Lees Jr. J N, et al. Rotary Kilntreatment of Potliner: US Patent, 5711018. 1998-01-20 [6] Barrillon E, Personnet P, Bontron J. Process for the Thermal Shock Treatment of Spent Pot Linings Obtained from Hall-heroult Electrolytic Cells: US Patent, 5245115. 1993-09-14 [7] Grolman R J, Holywell G C, Kimmerle F M, et al. Recycling of Spent Pot Linings: US Patent, 5740559. 1995-11-28 [8] Sorlie M, Oye H A. Cathodes in Aluminium Electrolysis. 3rd edition. Berlin: Beuth Verlag GmbH, 2010 [9] Chen X P, Li W X, Zhou J M, et al. Studying on the toxicity of spent potline in aluminum electrolysis. Light Met, 2005（12）: 33 （陈喜平, 李旺兴, 周孑民, 等. 铝电解废槽内衬的危害性研究. 轻金属, 2005（12）：33） [10] Zhai X J, Qiu Z X. Applying flotation to separate electrolyte from spent carbon of aluminum electrolysis. Nonferrous Met, 1993, 45（2）: 38 [11] 0 Time/h 1800 1500 1200 600 300 900 0 Temperature/ ℃ 4 8 12 16 20 24 Case 1 Case 2 Case 3 图 8 监测点温度随时间变化 Fig.8 Variations in temperature with heating time at monitoring point 0 Time/h 100 80 60 20 0 40 Volitilazation rate of fluoride salts/% 4 8 12 16 20 24 Case 1 Case 2 Case 3 图 9 氟化盐挥发率随时间变化 Fig.9 Volatilization rate of fluoride salts at different time 卢婷婷等： 铝电解槽废阴极炭块电−热耦合处理过程数值模拟 · 737 ·
·738 工程科学学报，第42卷，第6期 (翟秀静，邱竹贤.铝电解槽废旧阴极炭块中电解质与炭分离的 西安：西安科技大学，2015) 浮选法研究.有色金属，1993,45(2)：38) [18]Li Y G.Study on Simulation and Optimization of High- [12]Bell N,Andersen J N,Lam H K H.Process for the Urilization of temperature Electric Heating Process[Dissertation].Qingdao: Waste Materials from Electrolytic Aluminum Reduction Systems: Ocean University of China,2011 US Patent,4113832.1978-12-12 (李勇刚.高温电加热过程模拟与优化的研究学位论文]青岛： [13]Lisbona D F,Somerfield C,Steel K M.Leaching of spent pot- 中国海洋大学，2011) lining with aluminium nitrate and nitric acid:effect of reaction [19]Zhang B,Qi H,Ruan L M.Two-dimensional simulation for the conditions and thermodynamic modeling of solution speciation effective thermal conductivity of heat-sealing porous material.J Hydrometallurgy,2013,134:132 Eng1 hermophys,2012,33(7:1229 [14]Flores I V,Fraiz F,Lopes Junior R A L,et al.Evaluation of spent (张彪，齐宏，阮立明.二维多孔热密封材料的有效导热系数模 pot lining (SPL)as an alternative carbonaceous material in 拟.工程热物理学报，2012,33(7)：1229) ironmaking processes.JMater Res Techmol,2019,8(1):33 [20]Gu L J,Wen Z,Dou R F,et al.Acheson graphitization furnace and [15]Reno M L G,Torres F M,da Silva R J,et al.Exergy analyses in cement production applying waste fuel and mineralizer.Energy the simulation of temperature distribution.Energy Metall Ind 2012,31(5):28 Comvers Manage,2013,75:98 [16]Ghenai C,Inayat A,Shanableh A,et al.Combustion and emissions (顾鹇鋆，温治，豆瑞锋，等.艾奇逊石墨化炉炉温分布特性的仿 analysis of Spent Pot lining (SPL)as alternative fuel in cement 真研究.冶金能源，2012,31(5)：28) industry.Sci Total Environ,2019,684:519 [21]Xu H F,Liu C D,Wang Y B,et al.Numerical simulation of heat [17]Yang JQ.The Research about Process and Equipment of Coal field in lengthwise graphitization furnace during heating process Prepare to Graphite in the Ultra High Temperature[Dissertation]. Carbon Tech,2009,28(1):1 Xi'an:Xi'an University of Science and Technology,2015 (许海飞，刘朝东，王玉彬，等.内热串接石墨化炉加热过程热场 (杨家庆.煤炭超高温制备石墨工艺及其设备研究[学位论文] 数值模拟.炭素技术，2009,28(1)：1)
（翟秀静, 邱竹贤. 铝电解槽废旧阴极炭块中电解质与炭分离的 浮选法研究. 有色金属, 1993, 45（2）：38） Bell N, Andersen J N, Lam H K H. Process for the Utilization of Waste Materials from Electrolytic Aluminum Reduction Systems: US Patent, 4113832. 1978-12-12 [12] Lisbona D F, Somerfield C, Steel K M. Leaching of spent potlining with aluminium nitrate and nitric acid: effect of reaction conditions and thermodynamic modeling of solution speciation. Hydrometallurgy, 2013, 134: 132 [13] Flores I V, Fraiz F, Lopes Junior R A L, et al. Evaluation of spent pot lining (SPL) as an alternative carbonaceous material in ironmaking processes. J Mater Res Technol, 2019, 8（1）: 33 [14] Renó M L G, Torres F M, da Silva R J, et al. Exergy analyses in cement production applying waste fuel and mineralizer. Energy Convers Manage, 2013, 75: 98 [15] Ghenai C, Inayat A, Shanableh A, et al. Combustion and emissions analysis of Spent Pot lining (SPL) as alternative fuel in cement industry. Sci Total Environ, 2019, 684: 519 [16] Yang J Q. The Research about Process and Equipment of Coal Prepare to Graphite in the Ultra High Temperature[Dissertation]. Xi’an: Xi’an University of Science and Technology, 2015 （杨家庆. 煤炭超高温制备石墨工艺及其设备研究[学位论文]. [17] 西安: 西安科技大学, 2015） Li Y G. Study on Simulation and Optimization of Hightemperature Electric Heating Process[Dissertation]. Qingdao: Ocean University of China, 2011 （李勇刚. 高温电加热过程模拟与优化的研究[学位论文]. 青岛: 中国海洋大学, 2011） [18] Zhang B, Qi H, Ruan L M. Two-dimensional simulation for the effective thermal conductivity of heat-sealing porous material. J Eng Thermophys, 2012, 33（7）: 1229 （张彪, 齐宏, 阮立明. 二维多孔热密封材料的有效导热系数模 拟. 工程热物理学报, 2012, 33（7）：1229） [19] Gu L J, Wen Z, Dou R F, et al. Acheson graphitization furnace and the simulation of temperature distribution. Energy Metall Ind, 2012, 31（5）: 28 （顾鹂鋆, 温治, 豆瑞锋, 等. 艾奇逊石墨化炉炉温分布特性的仿 真研究. 冶金能源, 2012, 31（5）：28） [20] Xu H F, Liu C D, Wang Y B, et al. Numerical simulation of heat field in lengthwise graphitization furnace during heating process. Carbon Tech, 2009, 28（1）: 1 （许海飞, 刘朝东, 王玉彬, 等. 内热串接石墨化炉加热过程热场 数值模拟. 炭素技术, 2009, 28（1）：1） [21] · 738 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期
