Numerical simulation of multiphase flow in 6 kA neodymium electrolytic cell
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摘要: 稀土电解槽中气泡和电解质的流动决定离子浓度分布、温度分布以及氧化物颗粒的溶解,进而决定产品的质量。文中以6 kA圆柱形钕电解槽为原型,建立了二维、三维电解槽数学模型,用ANSYS-FLUENT软件对模型进行求解。模拟结果表明,二维模型无法模拟阳极空隙处及阳极外侧的流动过程,三维模型能更准确地反映实际电解槽内的流动特性。根据实际工况建立了非均一极距几何模型并对其流动过程进行了模拟,结果表明,随着极距增大,主旋涡向着阴极和电解槽底部偏斜；尽管流速改变较小,但由于电解质内漩涡的旋流强度不同,导致稀土金属产生偏斜,偏斜程度随阳极极距比增大而增大；阳极气泡穿透深度随极距增大而减小。Abstract: The flow field of air bubbles and electrolytes in the rare earth electrolytic cells is of great significance to ion concentration distribution, temperature distribution and the dissolution of oxide particles, and determines the quantity of products. In this paper, a cylindrical neodymium electrolysis cell with an anodic current density of 6 kA was taken as the prototype, and two-dimensional and three-dimensional mathematical models were established, respectively. The ANSYS-FLUENT software was used to solve the models. The results show that the flow process at the anodal gap and outboard of the carbon anode not be simulated by the two-dimensional model, while the three-dimensional model can accurately reflect the flow characteristic in the actual electrolytic cell. A nonuniform polar distance geometric model was built based on the real rare earth electrolyzer and the flow process was also simulated. The results show that the main vortices between the cathode and anode deviate toward the cathode and the bottom of the electrolytic cell with the increase of polar distance. Although the change in velocity is tiny, differences in swirl intensity within the electrolyte will lead to the deviation of rare earth metals. the degree of which increases with the anode distance ratio. The penetration depth of the anode bubble flow decreases with increasing polar distance.
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离子型稀土富含世界上短缺的中、重稀土元素，具有很高的经济与战略价值，被我国政府列为保护型开采的矿种之一[1-2].含稀土离子的母岩经风化、溶解，产生稀土阳离子，阳离子经黏土矿物吸附富集而形成离子吸附型稀土矿[3-6].离子型稀土矿一般赋存于花岗岩等火成岩的风化壳中，矿体呈层状分布于被风化、剥蚀、冲刷而形成的准丘陵地带中[7-10].该矿种埋藏较浅，所在山体由浅往深部一般是表土层、全风化层、半风化层、微风化层和基岩，稀土离子主要存在全风化层和半风化层中[11].针对离子型稀土矿，目前主要采用地表原地浅井浸出[12].浸矿施工时，由于向山体风化矿层注入大量浸出药剂，使风化矿层含液量增加，同时浸出药剂与稀土矿的置换过程会减小风化矿层的强度参数，使风化矿层稳定性变差，进而发生滑坡[13-14].基于此，本文通过FLAC3D的流固耦合的实例分析，研究某稀土矿山持续注液对山体边坡的孔压场、位移场和安全系数的影响情况.研究结果为离子型稀土矿原地浸矿采场的施工提供理论依据.
1 某稀土矿工程概况
该稀土矿山体浅层为厚约1~10 m的表土层、全风化矿层，为离子型稀土赋存层，下部基岩为完整性好的花岗岩，是山体含水层下隔水体.山体边坡长约50 m，宽约30 m，高约30 m，山体坡度25°~40°；矿区植被多处中幼龄；矿区地表水主要是山间沟谷溪流，平水期水流量约0.5~100 L/s，受季节影响较大.矿山平均每天向山体内部注入约100 m3浸矿药剂，有研究结果表明，当液固比为0.8时能有效控制母液量和母液浓度[15].图 1为该矿山原地浸矿边坡剖面图.
2 数值计算模型及边界条件
2.1 几何模型
建立数值模型时网格的划分影响到计算的效率. FLAC3D的流固耦合分析模型包含流、固体2种模型，FLAC3D在流固耦合问题上需要加倍的计算步，网格划分的疏密程度极大地影响计算的速度，因此在建模时将数值模型含矿层网格划分较密，基岩强度较高，形变小，网格划分相对较疏.本次数值模型建立过程如下：将原地浸矿边坡的左下侧角点定义为原点O（0，0），边坡最右侧边界的X=50 m；数值模型的底部边界的Z=-10 m，顶部边界纵坐标Z=30 m，边坡总面积约为800 m2.为简化计算，将三维边坡稳定分析简化为二维的平面问题，平面应变计算模型如图 2所示，从上往下分别是全风化矿层、半风化层、基岩，模型单元数为10 600，节点数13 131.
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图 2 原地浸矿边坡数值模型平面模型Figure 2. Local dissolving leaching mining numerical model of slope plane model2.2 边界条件及参数
依据数值模型及原地浸矿施工工艺的特点，确定流固体分析的力学边界条件时固定X=-10 m、X=50 m面的水平位移，固定Y轴方向的前后边界的水平位移，固定Z=-10 m面的垂直位移.做流体分析时设置基岩为不渗透材料，设置坡面与坡顶面为透水自由面.
对岩土工程数值分析影响较大的是材料的物理力学参数，其取值的准确性与合理性直接关系到计算结果的准确性.参考类似矿山及岩土质材料强度参数，本次数值分析材料物理力学参数见表 1所示.
表 1 模型材料物理力学参数Table 1. Material physical and mechanical parameters
3 注液边坡稳定性数值分析
根据基岩在山脚出露与否，集液时采用明沟和暗沟来集液.明沟集液的集液明沟设置在山脚沟谷部位，紧挨矿体一侧，浸出液能沿基岩斜面向山体坡面渗出，进入集液明沟.暗沟网集液的暗集液沟是由地表的坡脚处向山体内打高1.6 m、宽0.6 m的倾斜梯形暗沟，浸出液沿暗沟流出地表.本研究的稀土矿实例中基岩在山体坡脚处出露，浸出液能沿基岩渗出到地表，因此采用明沟集液的原地浅井浸出法采矿.
本次数值分析计算设置为岩土的干密度，由FLAC3D软件自动计算每个单元的饱和重度.流固耦合分析计算过程为：① 计算含矿山体边坡的原始应力；② FLAC3D流固耦合排水分析中，孔压场不与应力场耦合，可以加快运算速率.计算中先单渗流计算，后单力学计算.
3.1 孔隙水分析
浸矿注液使山体坡含液量迅速增加，溶浸液沿基岩斜面向下渗流，并在基岩斜面最先达到饱和，形成有一定厚度的饱和体.注液施工持续时，前期注液量大于渗出的集液量，饱和体厚度增大，液面逐渐接近山体坡面.中期注液量与集液量相当，饱和体厚度将不变，后期注液量减小或停止注液时，饱和体厚度减小.注液量为100 m3/d的不同时刻坡体孔隙水压力云图如图 3所示.因FLAC3D渗流计算中默认未饱和体的孔隙水压力为0，因此认为图 3中蓝色区域均未饱和.由图 3（a）~图 3（d）可以看出，饱和体厚度迅速增大，在坡脚位置增大最快，说明注液5~20 d内的溶浸液注入速度大于浸出液渗出速度.由图 3（d）~图 3（f）可知，饱和体厚度基本不变，说明注液20~30 d内溶浸液注入速度与浸出液渗出速度持平，且注液20 d时饱和矿层与近地表风化层（注液孔区域先受注液渗流浸润作用）都能受到浸矿液浸润. 图 4是孔隙水压力随注液时间变化的折线图.由图 4可以看出，注液5 d、10 d、15 d、20 d、25 d、30 d的孔隙水压力为37.75 kPa、53.11 kPa、69.57 kPa、93.82 kPa、96.51 kPa、97.36 kPa.这些数据可以说明，注液5~20 d的孔隙水压力每5 d最少增大15.36 kPa，20 d后每5 d最大增加2.69 kPa，说明注液20 d后，浸矿边坡每天的注液量比收液量略大.
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图 3 注液期每隔5 d的孔隙水压力云图Figure 3. Pore water pressure graphics of liquid injection every 5 d![]()
图 4 最大孔隙水压力随注液时间变化图Figure 4. Graphics of maximum pore water pressure with liquid injection time variation3.2 位移分析
原地浅井浸出法的施工过程中，浸矿药剂从注液孔注入，使风化矿层岩土的黏结力降低.文献[15]的研究表明，原地浸矿使风化矿层的黏结力在15 d内会减小50 %，因此在模拟分析中需对边坡材料参数进行折减.本次模拟分析中的参数折减方案是：在注液中的第5 d、10 d、15 d，将风化矿层的内聚力折减为注液前的0.85、0.7、0.5倍.
在FLAC3D渗流模式下的原地浅井浸出分析表明，随着注液施工的进行，使原本稳定的边坡发生了较大位移.图 5为注液达20 d的边坡垂直位移云图，图 6为边坡最大垂直位移随注液时间累积折线图.从图 5~图 6可以看出，注液后边坡产生较大位移，边坡注液5 d、10 d、15 d、20 d的最大位移分别是-2.79 mm、-4.66 mm、-10.33 mm、-24.44 mm（文中位移为负，表示位移方向与坐标正轴方向相反，），注液期前期山体内部溶液相对较少，溶浸液与稀土离子的交换反映较缓慢，对岩土边坡的总体强度影响较小，边坡是稳定的.当注液时间达15~20 d时，坡体含液量大，大部分风化矿层都受到溶浸液的浸润作用，离子交换反映剧烈，加上溶液自重的影响，边坡稳定性变差，发生较大位移.当注液时间超过20 d时，计算不收敛，坡脚位置全风化层全部为剪应力屈服状态，表明已经发生滑坡，滑面为全风化矿层沿半风化层滑移.分析表明：连续注液超过20 d时，边坡越来越趋近滑坡临界点，应采取维护措施防止滑坡.
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图 5 注液20 d边坡垂直位移云图Figure 5. Graphics of adding liquid 20 d vertical slope displacement![]()
图 6 边坡最大位移随时间累积折线图Figure 6. Line chart with largest slope displacement accumulated over time3.3 安全系数计算
使用FLAC3D对边坡稳定性安全系数进行求解，得到边坡持续注液20 d内不同时间点的安全系数. 图 7为安全系数变化折线图.由图 7可以看出：未浸矿施工时的安全系数是1.74；施工5 d后边坡安全系数是1.71，与未施工时的安全系数相比变化较小，边坡较稳定；施工10 d、15 d对应的安全系数是1.64、1.56，可以看出浸矿药剂开始发挥作用，减小了坡体岩土强度，对边坡稳定性影响较大；当施工时间达20 d时对应边坡安全系数是1.31，是因为浸矿药剂使边坡的黏结力大幅度减小，而大量药剂存于坡体内增大坡体自重.根据图 7折线曲率变化，以及注液量依旧偏大，当注液达到20~25 d，边坡安全系数将越来越趋近于1.上述分析表明：随着浸矿注液量及浸矿时间的增加，土体含液量大幅增加，黏结力不断减小，使得边坡从稳定状态趋于不稳定状态.
3.4 暗沟集液
根据以上对边坡浸矿的数值分析可知，边坡在注液20 d后的每天浸出母液量比注液量略小，孔隙水压力虽缓慢增大，但位移迅速增大，说明边坡处于不稳定状态.认为20 d后100 m3/d的注液量过大，应适当减小.
为使浸矿施工能持续进行，且不影响浸矿效率，注液量的减小应适当，另可通过在坡脚处开挖暗沟，增加浸出液渗出通道，让坡脚处及附近区域的浸出母液快速流出，以减小坡体的含液量，维持边坡稳定.参考类似暗沟开挖工艺，认为暗沟的布置为高1.6 m，宽0.6 m左右的倾斜梯形暗沟，暗沟间距8 m，每米沟的渗液面积达到4 m2，可以达到很好的收液效果.
为不影响前期注液，暗沟从注液的第20 d开始向外导出浸出液为最佳，则暗沟的开挖时间应该在注液第20 d左右，考虑施工的安全，可根据现场实际情况，将暗沟用密集的倒流管代替.注液第20 d将注液量减小到80 m3/d.图 8~图 9为注液第30 d的孔隙水压力云图和位移云图.图 8中黑色网格为暗沟位置，暗沟延伸至基岩面，计算中设置暗沟为自由透水边界.从图 8可以看出暗沟起到了截流的作用.计算结果表明，注液25 d、30 d的最大孔隙水压力分别为85.33 kPa、85.61 kPa，说明25~30 d内的孔隙水压力变化很小.和开挖暗沟前相比较，第20 d的孔隙水压力明显更小.由图 8可知边坡坡脚处溶液大部分释放出来，边坡最大位移为-26.16 mm. 图 10为30 d内边坡最大位移累积折线图，由图 10可知开挖暗沟后边坡位移变化很小.继续对边坡安全系数求解可得第25 d、30 d的安全系数均为1.27，也说明暗沟对维持边坡稳定起到重要作用.
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图 9 注液30 d边坡垂直位移云图Figure 9. Graphics of vertical slope displacement after 30 d adding liquid![]()
图 10 边坡最大位移随时间累积折线图Figure 10. Line chart with largest slope displacement accumulated over time4 结论
运用FLAC3D软件可以有效模拟计算离子型稀土原地浸矿边坡孔隙水压力、位移、安全系数随注液时间的变化.模拟分析结果表明：
1）注液20 d后，坡体内部饱和液面能覆盖大部分风化矿层.注液持续到5 d、10 d、15 d、20 d时，边坡最大孔隙水压力分别为37.75 kPa、53.11 kPa、69.57 kPa、93.82 kPa，变化较大，20 d、25 d时边坡最大孔压为96.51 kPa、97.36 kPa，变化较小，说明注液0~20 d平均每天注液量远大于集液量，开挖暗沟后5 d内平均每天注液量极为接近集液量.
2）边坡在注液0~20 d内位移不断增大，第20 d时最大位移达-24.44 mm.开挖集液暗沟后，第5 d、10 d（即注液第25 d、30 d）边坡最大位移值为-25.26 mm、-26.16 mm，相比第20 d的位移值变化较小，边坡是稳定的.
3）随着注液施工的进行，边坡安全系数在注液的第0 d、5 d、10 d、15 d、20 d分别为1.74、1.71、1.64、1.56、1.31，开挖暗沟后5 d内边坡的安全系数稳定在1.27，表明边坡能维持稳定，集液暗沟起到重要作用.
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图 1 稀土电解槽模型结构图：（a） 电解槽二维模型；（b） 电解槽三维模型
Fig 1. Structure diagram of rare earth electrolytic cell model：（a）2D model of electrolytic cell；（b）3D model of electrolytic cell
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图 3 不同网格数量下监测点速度：（a）监测点1；（b）监测点2
Fig 3. Outlet velocity under different grid numbers：（a） monitor point 1；（b） monitor point 2
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图 4 模拟结果验证：（a） 计算得出电解槽内速度分布；（b） 文献[14]中电解槽内速度分布
Fig 4. Verification of simulation results：（a）calculated velocity distribution in electrolytic cell；（b）velocity distribution in electrolytic cell in the references[14]
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图 5 二维和三维相分布图:（a） 二维模型三相分布；（b） 三维截面示意图 （c） A 截面三相分布；（d） B 截面三相分布
Fig 5. Distribution of two dimensional and three-dimensional phase：（a） distribution of three phases in 2D model；（b） cross section diagram in 3D model；（c） distribution of three phases in cross section A；（d） distribution of three phases in cross section B
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图 6 速度分布云图和流线分布: （a） 二维流线图；（b） 三维流线分布；（c） 截面A 流线分布；（d） 截面B 流线分布
（c） streamline in cross section A；（d） streamline in cross section B
Fig 6. Distribution of velocity and streamline: （a） diagram of 2D streamline;（b） distribution of 3D streamline；
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图 9 速度矢量图：（a） C 截面速度矢量; （b） D 截面速度矢量
Fig 9. Diagram of velocity vector：(a) velocity vector in cross section C; (b) velocity vector in cross section D
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图 10 阳极旋涡涡心位置: （a） 涡心径向距离； （b） 涡心轴向距离
Fig 10. Position of vortex center of anode vortex: （a） radial distance of vortex center; （b） axial distance of vortex center
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图 11 不同截面速度分布云图：（a） C 截面速度分布；（b） D 截面速度分布
Fig 11. in different cross section： （a） velocity distribution in cross section C；（b） velocity distribution in cross section D
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图 12 C截面速度分布及多相分布: （a） 速度及流线分布图; （b） 三相分布图
Fig 12. Distribution of velocity and phases in cross section C: （a） distribution of velocity and streamline; （b） distribution of three phases
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图 13 D 截面速度分布及多相分布：（a） 速度及流线分布图；（b） 三相分布图
Fig 13. Distribution of velocity and phases in cross section D：（a） distribution of velocity and streamline；（b） distribution of three phases
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图 14 不同高度下电解槽截面气泡-电解质相分布图：（a） z=0.2 m；（b） z=0.61 m
Fig 14. Distributions of phases in cross sections of different heights：（a） z=0.2 m；（b） z=0.61 m
参数 电流/kA 电压/V 温度/℃ 密度/（kg/m3） 黏度/（Pa·s） 数值 6 10 1 050 3.85×103 4.95×10-3 
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表 2 不同阳极参数
Table 2 Different anode parameters
编号 1 2 3 4 厚度/m 0.060 0.050 0.040 0.030 极距/m 0.085 0.095 0.105 0.115
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[1] 王旭, 焦芸芬, 廖春发. 非水溶剂电还原制取重稀土金属及合金的研究现状及发展[J]. 有色金属科学与工程, 2018, 9(6): 99-104. [2] 刘航, 张耀, 乔晓辉,等. 熔盐电解法制备低氧低钛稀土金属研究[J]. 稀有金属与硬质合金, 2021, 49(2): 5-8,19. [3] 王海辉, 逄启寿, 郜飘飘. 大电流稀土电解槽三维电场的数值仿真 [J]. 中国稀土学报, 2017, 35(4): 514-519. [4] LIANG Y, LI Y K, XUE L Y, et al. Extraction of rare earth elements from fluoride molten salt electrolytic slag by mineral phase reconstruction[J]. Journal of Cleaner Production, 2018, 177: 567-572.
[5] 杨少华, 谢宝如, 杨凤丽, 等. 铝电解槽阳极气泡行为研究[J]. 有色金属科学与工程, 2013, 4(3): 20-24. [6] 闫光礼, 冯羽生, 徐水太. 镝铁阴极电蚀对稀土电解槽电解特性的影响[J]. 有色金属科学与工程 ,2019, 10(6): 92-96. [7] LV X J, ZHANG H X, HAN Z X, et al. Numerical simulation of coupled thermo-electrical field for 20 kA new rare earth reduction cell[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society China, 2020(30): 1124-1134.
[8] 汪金良, 杨宜清. 基于Comsol的稀土熔盐电解槽分析[J]. 有色金属科学与工程, 2016, 7(6): 30-34. [9] 戴志海, 张斌, 彭金鹏, 等. 底吹炼铜熔池液面波动数值模拟[J]. 有色金属科学与工程, 2021, 12(6): 9-16. [10] ZHAN S Q, JIANG M M, WANG J F, et, al. Improved CFD modeling of full dissolution of alumina particles in aluminum electrolysis cells considering agglomerate formation[J]. Trans Nonferrous Metals Society China, 2021(31): 3579-3590.
[11] 刘中兴, 齐素慈. 3kA钕电解槽流场的数值模拟[J]. 稀有金属材料与工程, 2007(2):194-196. [12] 伍永福, 刘中兴, 李姝婷, 等. 稀土熔盐电解槽内多相流动数值模拟[J]. 过程工程学报, 2009, 9(增刊1): 410-414. [13] 刘宇新, 刘中兴, 杨立军. 稀土电解槽气液两相流动数值模拟[J]. 有色金属(冶炼部分), 2011(10): 27-33. [14] 刘钊, 李宗安, 张小伟, 等. 稀土电解槽流场的数值模拟[J]. 中国有色金属学报, 2015, 25(11): 3209-3215. [15] 逄启寿, 忻治霖, 林小程, 等．稀土电解槽电化学三维时变流场数值模拟[J]. 有色金属科学与工程, 2022,13(3):152-158. [16] 伍永福, 鞠阳, 刘中兴, 等. 稀土电解槽流场-电场耦合数值模拟[J]. 稀土, 2015, 36(5): 76-80. [17] 高钰奇, 刘中兴, 李扬磊, 等. 稀土电解过程中氧化钕颗粒在不同工况下运动轨迹分析研究[J]. 中国铸造装备与技术, 2020, 55(6): 37-43. [18] 谭金池, 张斌, 袁富,等. 板坯连铸结晶器三维流场模拟仿真研究[J]. 江西冶金,2020 (40):11-15. [19] 袁启盛,张斌,戴志海,等. 底吹炼铜喷口区多相流动特性数值模拟研究[J]. 世界有色冶金, 2021(2):6-10. [20] LIU Y T, YANG T Z, CHEN Z, et al. Experiment and numerical simulation of two-phase flow in oxygen enriched side-blown furnace[J]. Transactions of Non-ferrous Metals Society of China, 2020(30): 249-258.
[21] 刘庆生, 程华金, 谈成亮, 等. 非均一极距对稀土电解多相流影响的数值模拟及实验验证[J]. 有色金属科学与工程, 2020, 11(5): 59-68. [22] 董云芳, 冯猛, 刘中兴. 稀土电解槽电场对阳极气体气含率分布影响的数值模拟[J]. 稀有金属与硬质合金, 2018, 46(1): 10-13. [23] 刘康毅, 高鹏. 6kA镨钕电解槽不同阴极直径下的电热场耦合模拟[J]. 有色金属工程, 2020, 10(2): 60-65.
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