FR2753727A1 - Procede de regulation de la temperature du bain d'une cuve d'electrolyse pour la production d'aluminium - Google Patents

Abstract

Le procédé selon l'invention apporte une solution au problème de la régulation thermique individuelle des cuves d'électrolyse. Il consiste, à partir de la mesure directe et à intervalles de temps réguliers de la température du bain d'électrolyse, à déterminer une température moyenne corrigée en fonction des opérations périodiques d'exploitation, dont l'écart par rapport à la température de consigne est automatiquement compensé par l'ajustement régulier d'une valeur dite de résistance additionnelle, positive ou négative, ajoutée à la résistance Ro de consigne de la cuve, de sorte que si la température moyenne corrigée du bain est inférieure à la température de consigne, on augmente cette résistance additionnelle en conséquence, si la température moyenne corrigée du bain est en voie de diminution, on augmente également cette résistance additionnelle en conséquence, si cette température moyenne corrigée est supérieure à la température de consigne, on diminue cette résistance additionnelle en conséquence et si cette température moyenne corrigée est en voie d'augmentation, on diminue également cette résistance additionnelle en conséquence.

Description

PROCEDE DE REGULATION DE LATEMPERATURE DU BAIN D'UNE CUVE D'ELECTROLYSE

POUR LA PRODUCTION D'ALUMINIUM

DOMAINE TECHNIQUE

L'invention concerne un procédé de régulation de la température du bain d'une cuve de production d'aluminium par électrolyse d'alumine dissoute

dans un électrolyte à base de cryolithe fondue, selon le procédé HallHéroult.

ETAT DE LA TECHNIQUE

La conduite d'une cuve d'électrolyse pour la production d'aluminium nécessite de maintenir sa température aussi proche que possible de sa température optimale de fonctionnement ou température d'équilibre. En pratique la température de la cuve est donnée par la température maximale au coeur de la cuve c'est-à-dire la température du bain d'électrolyse. Les conditions de marche d'une cuve ayant été préalablement fixées et par le fait la température de consigne du bain d'électrolyse, c'est par un ajustement permanent de l'énergie fournie à la cuve par rapport à l'énergie consommée ou dissipée par celle-ci, qu'il est possible de maintenir la température du bain à sa valeur de consigne. Il faut rappeler à cet égard les nombreux avantages qu'il y a, notamment sur le plan des coûts de production, à pouvoir réguler le plus finement possible la température du bain d'électrolyse. Ainsi une augmentation de la température de l'électrolyte d'une dizaine de degrés Celsius fait baisser le rendement Faraday d'environ 2 % alors qu'une diminution de la température de l'électrolyte d'une dizaine de degrés Celsius peut réduire la solubilité déjà faible de l'alumine dans l'électrolyte et favoriser "I'effet d'anode ", c'est-à-dire la polarisation d'anode, avec montée brutale de la tension aux bornes de la cuve et dégagement en quantité importante

de produits fluorés et fluoro-carbonés.

En cherchant à réduire les fluctuations de l'équilibre thermique et par suite de l'équilibre chimique du bain qui lui est intimement lié, par exemple grâce à des additions de fluorure d'aluminium AIF3 destinées à ajuster l'acidité du bain ainsi que sa température de liquidus ou température de début de solidification, on vise à se rapprocher des conditions optimales de fonctionnement, en particulier pour la température d'équilibre. On peut ainsi atteindre des rendements Faraday voisins de 95 %, voire même de 96 % s'il s'agit de bains acides contenant donc un fort excès d'AIF3 qui permet

d'abaisser la température d'équilibre aux environs de 950 C voire en dessous.

Un autre avantage d'une régulation thermique très performante est de favoriser le maintien en permanence d'un talus de bain solidifié suffisamment épais sur les côtés de cuve et de les protéger ainsi contre l'érosion, I'oxydation, l'attaque chimique par le bain et l'aluminium liquides. Cette protection des côtés par le talus de bain solidifié favorise évidemment la longévité du brasquage de la cuve et dans la mesure o ce talus de bain solidifié est suffisamment épais, il entraîne une diminution du flux thermique latéral, d'o une réduction des pertes thermiques se traduisant par une réduction

significative de la consommation d'énergie.

En fait même dans l'état de l'art le plus récent, cette régulation thermique est

très délicate à mettre en oeuvre industriellement.

Tout d'abord parce qu'on ne dispose pas de moyens performants pour contrôler de façon suffisamment fiable et fréquente la température du bain fluoré-sodique d'électrolyse au voisinage de 950 C. On ne peut en effet avoir recours à une sonde de température immergée en continu dans le bain compte tenu de sa très grande agressivité chimique. L'emploi d'un puits thermométrique en nitrure de silicium ou en diborure de titane placé dans une paroi latérale de la cuve au niveau du bain et dans lequel est logée une sonde de température selon FR 2104781 ne permet de mesurer la température du bain qu'au voisinage de la paroi et de plus avec une inertie importante, donc sans possibilité de détecter rapidement les petites variations de température (2 à 3 C). Enfin, les mesures indirectes de température du bain et notamment les mesures électriques basées sur les variations de résistance du bain avec la température comme le préconise SU 1236003 ne permettent pas non plus un contrôle précis de cette température car la résistivité du bain varie localement du fait qu'il n'est jamais parfaitement homogène, mais aussi dans le temps du fait que sa composition évolue avec les additions d'alumine et d'AIF3. En définitive, les mesures de température du bain d'électrolyse sont encore très souvent effectuées manuellement et périodiquement par un opérateur qui ouvre le capotage ou la porte de la cuve et plonge dans le bain une canne pyrométrique. Cette façon de procéder présente à l'évidence de nombreux inconvénients: rejets de gaz fluorés dans l'atmosphère environnante, exposition de l'opérateur à ces rejets nocifs, fréquence peu élevée de ces mesures (classiquement 1 mesure tous les un ou deux jours) difficiles à réaliser et n'assurant donc pas un contrôle suffisamment suivi de la température pour effectuer une régulation précise et fiable répondant aux nouvelles exigences

de conduite des cuves d'électrolyse modernes.

Mais c'est surtout la difficulté de piloter l'équilibre thermique de la cuve du fait de son inertie qui rend frès délicate la mise en oeuvre d'une régulation de

température de cuve et cela d'autant plus que la cuve est de forte capacité.

En effet, les dérives peuvent être longues à apparaître mais lorsqu'elles apparaissent elles sont difficiles à contenir et à corriger. Certaines perturbations font partie de l'exploitation normale de la cuve. Parmi elles certaines reviennent à intervalles de temps réguliers (changement d'anode par exemple), d'autres sont irrégulières et d'ampleur variable (addition de bain solide par exemple). On peut donc prévoir ces perturbations et en tenir compte, mais il n'en est pas de même avec les perturbations imprévisibles (effet d'anode, variation brutale de la température du fait d'une anomalie de fonctionnement). Dans la pratique, on agit de façon ponctuelle sur différents paramètres qui ont un effet correcteur indirect sur la température et notamment l'excès d'AIF3 par rapport à la composition cryolithaire, déterminé par échantillonnage et analyse chimique en laboratoire. Cette régulation qui met en oeuvre des additions correctives d'AIF3 est généralement qualifiée de thermique en ce sens qu'elle tient compte de l'excès d'AIF3 et de la température et qu'elle finit par agir sur la température du fait de la relation entre la chimie et la thermique

de l'électrolyte, mais cet effet thermique est obtenu avec un retard important.

Ce mode de régulation traditionnel ne prend pas en compte les différences de délai de réaction de la thermique et de la chimie du bain en régime transitoire, alors que le rôle de la régulation est justement d'intervenir dès que la cuve tend à s'éloigner de son point d'équilibre. La thermique de la cuve (la température du bain) réagit rapidement à une sollicitation thermique. Par exemple, la cuve réagit très vite à une augmentation de puissance, même si la réaction ne prend toute son ampleur qu'au bout de quelques heures ou dizaine d'heures du fait de l'inertie thermique de la cuve. Au contraire, la chimie du bain, en particulier l'excès d'AIF3, n'évolue qu'avec un retard important, I'effet d'une addition d'AIF3 n'apparaissant que plusieurs dizaines

d'heures à plusieurs jours après l'instant de l'addition.

Par ailleurs il faut rappeler que plus l'excès d'AIF3 est élevé, plus la résistivité électrique du bain augmente, ce qui se traduit, si la résistance aux bornes de la cuve est maintenue constante, par une diminution de la distance anode métal (DAM) qui peut être préjudiciable au rendement Faraday. Inversement un manque d'AIF3 conduit à une diminution de la résistivité du bain qui se traduit, si la résistance de la cuve est maintenue constante, par une augmentation de la distance anode-métal inutile et préjudiciable au

rendement énergétique.

Sur un principe similaire EP 0671488A décrit un procédé de régulation thermique selon lequel on effectue périodiquement un calcul théorique de I'énergie dissipée dans et par la cuve d'électrolyse sous ses différentes formes: énergie nécessaire à la réduction de l'alumine mais aussi énergie absorbée par les différents additifs, tels l'alumine et l'AIF3, ainsi que par les opérations d'exploitation (changements d'anode par exemple). Cette énergie dissipée est comparée à l'énergie fournie à la cuve pour un régime de marche prédéfini. On corrige ensuite les écarts en agissant sur la résistance de consigne, que l'on majore par augmentation de la distance anode métal (DAM), si l'on constate un déficit d'énergie fournie, ou que l'on minore par diminution de la distance anode-métal si l'on constate un excès d'énergie. Or, si l'on considère seulement la restitution de chaleur par la ré-oxydation de I'aluminium correspondant au manque à cent du rendement Faraday, très instable dans le temps et suivant l'état de la cuve, ou encore la masse fluctuante de produit de couverture à base d'alumine et de bain solide qui tombe dans la cuve lors du changement d'anode, il est évident pour l'homme du métier que la précision d'un tel calcul théorique peut être au mieux de 5%, ce qui correspond à une indétermination de plusieurs dizaines de degrés. Une telle méthode est donc inapplicable pour réguler finement à

quelques degrés près la température du bain d'une cuve d'électrolyse.

Ainsi, aucun procédé connu de régulation thermique de cuve d'électrolyse ne permet de détecter directement, et a fortiori de corriger instantanément, un petit déséquilibre thermique du bain, et les actions correctives ultérieures de la température réalisées indirectement par régulation de la quantité d'AIF3

s'avèrent insuffisantes pour éviter les fluctuations thermiques et chimiques.

PROBLEME POSE

Avec la recherche de très hauts niveaux de performance sur les cuves modernes de forte capacité, il est devenu indispensable de réguler de façon très précise et fiable la température du bain d'électrolyse par rapport à une température d'équilibre visée ou température de consigne, ceci notamment pour obtenir un rendement Faraday d'au moins 95 %, voire même de 96 % avec des bains acides, en améliorant parallèlement le rendement énergétique des cuves, très sensibles comme précédemment indiqué aux fluctuations d'équilibre thermique et par suite à la stabilisation du talus de bain

solidifié sur les côtés de la cuve.

OBJET DE L'INVENTION

Le procédé selon l'invention apporte une solution au problème de la régulation thermique individuelle des cuves d'électrolyse. Il consiste à partir de la mesure directe et à intervalles de temps réguliers de la température du bain d'électrolyse, à déterminer une température moyenne corrigée en fonction des opérations périodiques d'exploitation, dont l'écart par rapport à la température de consigne est automatiquement compensé par l'ajustement régulier d'une valeur dite de résistance additionnelle, positive ou négative, ajoutée à la résistance de consigne de la cuve, de sorte que si la température moyenne corrigée du bain est inférieure à la température de consigne on augmente cette résistance additionnelle en conséquence, si la température moyenne corrigée est en voie de diminution on augmente également cette résistance additionnelle en conséquence, si la température moyenne corrigée est supérieure à la température de consigne on diminue cette résistance additionnelle en conséquence et si la température moyenne corrigée est en voie d'augmentation on diminue également cette résistance additionnelle en consequence. Plus précisément l'invention a pour objet un procédé de régulation thermique d'une cuve de production d'aluminium par électrolyse d'alumine dissoute dans un électrolyte à base de cryolithe fondue selon le procédé Hall-Héroult comportant la mesure directe et à intervalles de temps réguliers de la température du bain, caractérisé en ce qu'au cours de chaque cycle de régulation thermique de durée t, correspondant à une séquence de travail comprise dans le cycle d'exploitation de la cuve de durée T, on effectue au moins une mesure de température 0 du bain et on détermine à partir des n dernières mesures, une température moyenne Om représentative de l'état moyen de l'ensemble de la cuve et affranchie des variations dans le temps et l'espace dues aux opérations périodiques d'exploitation, que l'on compare à la température de consigne Oo de sorte que: - on applique une résistance additionnelle corrective RTH, positive ou négative, à la résistance Ro de consigne de la cuve, pour maintenir ou corriger la température de la cuve, cette résistance RTH étant constituée de 2 termes: RTHa terme prédéterminé permettant de neutraliser a priori et par anticipation les perturbations irrégulières mais connues et quantifiées comme les additions de bain solide, RTHb terme calculé par un régulateur, de préférence à action proportionnelle intégrale et dérivée en fonction de l'écart entre la température mesurée en moyenne corrigée Om et la température de consigne Oo, de sorte que: si Om< Oo, on augmente la résistance additionnelle RTHb en conséquence, si Om diminue, on augmente également la résistance additionnelle RTHb en conséquence, si Om > Oo, on diminue la résistance additionnelle RTHb en conséquence, si Om augmente, on diminue également la résistance additionnelle

RTHb en conséquence.

La mesure de température du bain est une mesure ponctuelle dans I'espace (en un endroit donné de la cuve) et dans le temps (à un instant donné suivant un cycle de mesure périodique). Or la température du bain varie à la fois suivant l'endroit de la cuve o l'on se place (à un instant donné) et suivant l'instant de la mesure (à un instant donné). Si l'on considère l'effet du changement d'une anode par exemple, à un instant donné, la température mesurée est d'autant plus basse que l'anode changée est proche du point de mesure, et dans le temps, la température mesurée est d'autant plus basse que le changement d'anode est récent. La mesure de la température n'est donc pas directement utilisable, même effectuée lorsque la cuve est dans des conditions normales et fixées de fonctionnement, c'est-à-dire correctement réglée, stable et en évitant par une attente appropriée l'impact direct des opérations perturbantes d'exploitation ou de réglage telles que changement

d'anode, coulée de métal ou procédure spécifique de régulation.

Il faut donc effectuer une moyenne dans le temps pour s'affranchir des variations dues aux perturbations périodiques connues et en particulier aux opérations périodiques d'exploitation, mais il faut aussi effectuer une correction

spatiale pour obtenir une valeur représentative de l'ensemble de la cuve.

Cette correction spatiale de température déterminée expérimentalement peut varier de 2 à 10 C en fonction des opérations considérées et de la

position du point de mesure.

En pratique, il faut mesurer au moins une fois la température du bain par cycle de régulation thermique t correspondant à une séquence de travail. Cette mesure peut être réalisée manuellement de façon discontinue mais bien plus efficacement à l'aide d'un capteur spécial immergé de façon semi-continue dans le bain et permettant des mesures de température à bien plus grande

fréquence par exemple toutes les heures.

Tenant compte des corrections dans le temps et l'espace, on calcule alors la température moyenne corrigée à partir des mesures de température de bain des cycles de régulation thermique de durée t compris dans le cycle d'exploitation de changement d'anode et de coulée dont la durée T est généralement de 24, 30, 32, 36, 40, 42 ou 48 heures, on obtient ainsi la

température moyenne corrigée Gm qui est utilisée pour la régulation.

Pratiquement, cette température est recalculée en moyenne glissante corrigée après chaque nouvelle mesure de température de bain effectuée au moins une fois par cycle de régulation thermique de durée t correspondant à

une séquence de travail de 4, 6, 8 ou 12 heures.

Il faut préciser encore que la température moyenne corrigée Om peut être formulée de 2 manières: - soit sous forme de température moyenne corrigée Omb obtenue directement à partir des mesures de température du bain dont les valeurs sont généralement comprises entre 930 C et 980 C, cette température moyenne corrigée Omb étant comparée à la température de consigne 0o de la cuve par exemple 950 C, - soit sous forme de température moyenne corrigée différentielle Omd représentant l'écart de température entre la température moyenne corrigée Omb précédemment définie et la température de liquidus OI du bain, sachant qu'à une composition chimique donnée du bain d'électrolyse correspond une température de liquidus donnée. On connaît sous le nom de surchauffe cet écart de température entre la température du bain et la température de liquidus, il s'ensuit dans le cas présent que la température moyenne corrigée différentielle Omd n'est autre que la surchauffe moyenne corrigée. Celle-ci est comparée à la température différentielle de consigne Ood ou encore surchauffe de consigne fixée par les paramètres d'exploitation de la cuve tenant compte notamment du flux thermique latéral (proportionnel au coefficient d'échange moyen entre le bain et le talus multiplié par la surchauffe) lié à l'épaisseur du talus de bain

solidifié latéral.

Ainsi, on utilise comme paramètre de réglage de la résistance additionnelle RTHb soit la température moyenne corrigée Omb, soit la température moyenne corrigée différentielle Omd appelée usuellement surchauffe moyenne corrigée, soit les 2 paramètres à la fois, par exemple comme il est décrit dans la mise en oeuvre de l'invention (exemple e), la température moyenne corrigée Omb comme paramètre de base de réglage de la résistance additionnelle avec prise en compte de la surchauffe moyenne corrigée Omd si

celle-ci dépasse un seuil fixé.

Si l'on utilise la surchauffe moyenne corrigée Omd comme paramètre de réglage, il faut parallèlement déterminer la température correspondante Ol du liquidus, calculée traditionnellement à partir de la composition chimique du bain qu'il convient donc de déterminer simultanément au cours de la séquence de travail considérée. La température de liquidus et la surchauffe peuvent être également obtenues par mesure directe sur la cuve

d'électrolyse à l'aide d'un dispositif approprié.

Si la détermination d'une température moyenne corrigée Om (c'est-à-dire emb ou Omd) est représentative de l'état moyen de l'ensemble de la cuve et affranchie par un terme correctif des variations dues aux opérations périodiques d'exploitation comme les changements d'anode, elle ne prend pas en compte en revanche les incidences sur la température du bain: d'une part des perturbations irrégulières mais connues et quantifiées comme par exemple les additions de bain solide dont on neutralise a priori et par anticipation l'action de refroidissement par une augmentation de la résistance Ro de consigne de la cuve à l'aide d'une résistance additionnelle positive RTHa dont la valeur est calculée en fonction du débit d'addition de bain broyé, cette augmentation de la résistance de consigne étant en pratique mise en oeuvre par une légère augmentation de la DAM dans la cuve, - d'autre part des perturbations imprévisibles (incidents ou anomalies de fonctionnement) qu'il convient de détecter le plus tôt possible pour les contenir puis les corriger rapidement et retrouver la température de consigne Oo ou Ood si l'on considère la surchauffe de consigne et cela par l'application d'une seconde résistance additionnelle positive ou négative

RTHb à la résistance Ro de consigne de la cuve.

C'est donc à partir d'une résistance Ro de consigne périodiquement corrigée d'une valeur RIH = RIHa + RTHb que s'effectue la régulation de la cuve par adaptation de la distance anode métal (DAM) de sorte que si la résistance R mesurée régulièrement aux bornes de la cuve (avec R= (UE)/I, U tension aux bornes, E tension d'électrolyse et I intensité du courant d'électrolyse) reste inférieure à la résistance de consigne, la régulation donne un ordre de montée du cadre anodique pour augmenter la distance anode métal (DAM) de façon à augmenter la résistance du bain et à se rapprocher de la résistance de consigne. A contrario, si la résistance mesurée devient supérieure à la résistance de consigne, la régulation donne un ordre de descente du cadre anodique pour diminuer la distance anode métal (DAM), de façon à diminuer

la résistance du bain et à se rapprocher de la résistance de consigne.

Le procédé selon l'invention sera mieux compris à partir de la description

détaillée de sa mise en oeuvre s'appuyant sur les figures 1 à 4 correspondant à des profils typiques d'évolution des températures au cours des cycles de

régulation thermique.

MISE EN OEUVRE DE L'INVENTION

Le procédé selon l'invention a été mis en oeuvre pendant plusieurs mois sur des prototypes de cuve d'électrolyse à anodes précuites alimentées sous 400 000 ampères. L'alumine est introduite directement dans l'électrolyse fondu en doses successives de masse sensiblement constante par plusieurs orifices

d'introduction maintenus ouverts en permanence par un piqueur de croûte.

Les additions de bain sous forme de bain broyé ou de cryolithe et les additions d'AIF3 destinées respectivement à ajuster le volume et l'acidité du bain sont réalisées de façon analogue: - composition du bain: cryolithe AIF3, 3 NaF + 12 % excès AIF3 - température de consigne Oo = 950 C température liquidus 01 = 938 C - surchauffe de consigne Ood = 12 C durée du cycle de régulation thermique t = 1 poste de 8 heures - durée du cycle d'exploitation T = 32 heures - nombre de mesure de température par poste = 1 - moyenne corrigée calculée sur les 4 dernières mesures de température - résistance de consigne Ro = 5,930 pn - résistance R aux bornes de la cuve calculée périodiquement à partir de la relation: Rohm= U-E I avec U tension aux bornes de la cuve en volts, I intensité du courant d'électrolyse en ampères et E tension d'électrolyse avec par exemple

E=1,65 volts.

Les mesures de température de bain effectuées au moins 1 fois par poste de 8heures sur cuve stable, réglée et hors déroulement des opérations perturbantes d'exploitation ou de réglage sont réalisées dans de très bonnes conditions avec le dispositif de mesure de température et de niveau de bain d'électrolyse tel que décrit dans le brevet FR-2727985 (=EP-A-0716165). Ce dispositif permet en effet avec une même sonde de nombreuses et fréquentes mesures de température du bain avec une précision de + 2 C pour chaque mesure unitaire, sans intervention manuelle donc sans risques pour la sécurité

et la santé des opérateurs.

a) Détermination de RTHb pour Om (exprimée sous forme de température moyenne corrigée Omb) croissante à l'intérieur de seuils inférieur et supérieur de sécurité (selon figure 1) Oo = 950 C Omb() = 947,7 C moyenne corrigée du dernier poste j Omba -1) = 941,6 C moyenne corrigée de l'avant-dernier poste j -1 calcul du terme correctif proportionnel P avec un coefficient correcteur fixé à p= - 0,0400 pn/ C, ce coefficient correcteur étant de préférence compris dans la plage - 0,5000 pI/ C < p < - 0,0002 pn/ C soit P = p x (Omb() - Oo) = - 0,0400 x [947,7-950] = + 0,092 pgQ - calcul du terme correctif Intégral I avec un coefficient correcteur fixé à i = 0,00000 pI/ C (c'est-à-dire zéro en l'occurrence, exprimé avec la précision requise par le système de régulation), ce coefficient correcteur

étant de préférence compris dans la plage -

0,10000 pQ/ C < i < 0,00000 p,_/ C soit I = 0,000 pI - calcul du terme correctif dérivé D avec un coefficient correcteur fixé à d =-0,0200 pn/ C, ce coefficient correcteur étant de préférence compris dans la plage 0,5000 pn/ C < d < 0,0000 púI/ C

soit D = d x (emb() - embo -1)) = - 0,0200 x (947,7 - 941,6) = -0,122 pD.

donc RTHb = 0,092 + 0,000 - 0,122 = - 0,030 pú2 Bien que la température Ombj) soit inférieure à Oo, la croissance rapide de la température rend le terme dérivé prépondérant et conduit à introduire une résistance additionnelle négative RTHb = - 0,030 pI2 qui reste dans la plage admissible pour RTHb fixée par exemple entre RTHb min =- 0,100 pI et

RTHb max = + 0,200 Pa.

b) Détermination de RTHb pour Om (exprimée sous forme de température moyenne corrigée Omb) décroissante à l'intérieur de seuils inférieur et supérieur de sécurité (selon figure 2) Oo = 950 C OmbU) = 952,8 C OmbU -1) = 956,4 Avec les mêmes coefficients que pour l'exemple a) on obtient: P = - 0,0400 x (952,8 - 950) = 0,112 p.Q I= 0,000 pn D = - 0,0200 x (952,8 956,4) = + 0,072 p n donc RTHb = - 0,112 + 0,000 + 0, 072 = - 0,040 pú2 Le terme proportionnel l'emporte sur le terme dérivé et conduit à introduire une résistance additionnelle négative RTHb = - 0, 040 pn qui reste

dans la plage admissible de - 0,100 pn à + 0,200 pn.

c) Détermination de RTHb pour 0m (exprimée sous forme de température moyenne corrigée 0mb) sensiblement constante avec 0mb > Oo à l'intérieur de seuils inférieur et supérieur de sécurité (selon figure 3) Oo = 950 C Omb(j) = 956,2 C

0mb{ -1) = 956,8 C.

On notera que l'écart entre les températures moyennes corrigées Ombj) et Omb(j -1) est inférieur à 1 C donc à la précision des mesures unitaires de

température que l'on peut espérer des dispositifs les plus performants.

Avec les mêmes coefficients correcteurs que pour les exemples a) et b) on obtient: P = - 0,0400 x (956,2 - 950) = - 0,248 pEn 1 = 0,000 p( D = 0,0200 x (956,2 - 956,8) = + 0,012 p,2

donc RTHb = - 0,248 + 0,000 + 0,012 = - 0,236 p92 bornée à - 0,100 p92.

Le terme proportionnel devient ici prépondérant par rapport au terme dérivé et le niveau significativement élevé de la température conduit à introduire une résistance additionnelle RTHb négative bornée à - 0,100 pn

(limite basse).

d) Détermination de RTHb pour Om (exprimée sous forme de température moyenne corrigée Omb) sensiblement constante avec Omb < Oo à l'intérieur des seuils inférieur et supérieur de sécurité (selon figure 4) eo = 950 C OrnmbU) = 945,6 C emb( -1) = 944,8 C La remarque de l'exemple c) relative au faible écart entre les

températures Ombj) et Omb( -1) s'applique également ici.

Avec les mêmes coefficients correcteurs que pour les exemples a), b), c) on obtient: P = - 0,0400 x (945,6 - 950) = + 0,176 pQ I = 0,000 pQ2 D = 0,0200 x (945,6 - 944,8) = - 0,016 pn donc RTHb = +0,176 +0,000-0,016 = +0,160 pn Le terme proportionnel est prépondérant par rapport au terme dérivé et le niveau significativement bas de la température conduit à introduire une forte résistance additionnelle positive RTHb = + 0, 160 pn qui reste dans la

plage admissible de - 0,100 púQ à + 0,200 pQ.

e) Détermination de RTHb à partir de la température moyenne corrigée 0mb avec prise en compte de la surchauffe Cette prise en compte de la surchauffe n'est effective que sous certaines conditions, en particulier: valeur RTHb supérieure à un seuil fixé, valeur de

surchauffe supérieure à un seuil fixé.

La correction de surchauffe peut s'appliquer à RTHb dans l'exemple d) ola valeur RTHb est supérieure à 0 et o la surchauffe est supérieure à la

surchauffe de consigne.

Ainsi on a trouvé RTHb = + 0,160 pQ et une surchauffe Omd(j) = 15,7 C à partir de la température de liquidus calculée d'après la composition

chimique du bain.

On vise un régime de fonctionnement à 12,0 % d'excès d'AIF3, 938 C de température de liquidus, 950 C de température de consigne et 12 C de

surchauffe.

La surchauffe de 15,7 C étant supérieure à 12 C, on obtient un terme

correctif de surchauffe S (le coefficient correcteur s étant de -

0,0150 pQ/ C) de - 0,0150 x (15,7 -12) = - 0,056 pQ soit RTHb corrigé = + 0,160

- 0,056 = 0,104 pn.

A noter que le coefficient correcteur s de surchauffe est de préférence

compris dans la plage - 0,5000 ptI/ C < s < 0,0000 úQI/ C.

Il faut également signaler que les coefficients correcteurs p. i, d et s ainsi que leurs plages de variation ont d'abord été déterminés par des calculs théoriques à l'aide des formules et outils de calcul du Laboratoire de Recherches des Fabrications d'Aluminium Pechiney. Ils ont ensuite été affinés expérimentalement à partir des résultats obtenus lors de la mise en oeuvre de la régulation de température sur des cuves d'essai, sachant que le paramétrage est d'autant mieux adapté qu'il permet d'obtenir des températures de bain plus stables et plus resserrées autour de la température de consigne visée. Ces coefficients correcteurs p. i, d et s déterminés dans le cas présent pour des cuves d'intensité I= 400.000 ampères sont facilement transposables à des cuves d'intensité différente 1' < I ou 1' > I sachant que les valeurs précédentes peuvent être définies en valeur relative par rapport à l'intensité 1' de telle sorte que: p'=pxl/l' = px(4x105A)/I' i'=ixl/l' = ix(4x105A)/I' d' dxl/l' = dx(4x 105A) /Il' s'=sxl/l' = sx(4xlO5A)/Il' f) Détermination de RTH = RTHa + RTHb En plus des différentes valeurs de RTHb obtenues selon l'évolution de Omb et de Omd par rapport aux valeurs de consigne, décrites dans les exemples a), b),c),d) et e), il convient de prendre en compte à certains postes le terme correctif RTHa destiné à compenser par anticipation les perturbations irrégulières mais connues et quantifiées comme les additions de bain solide. Avec un terme RTHa = + 0,058 p . dans le cas présent (en proportion du débit d'addition de bain broyé par le dispositif automatique d'alimentation), on obtient dans les exemples a), b) et c) une résistance additionnelle totale RTH plutôt proche de 0 alors que dans l'exemple d) le niveau déjà élevé de RTH du fait de sa composante RTHa est encore augmenté.

APPLICATION INDUSTRIELLE

Dans le tableau ci-dessous sont regroupées les valeurs les plus caractéristiques obtenues pendant plusieurs mois de marche avec des cuves de 400 000 ampères fonctionnant d'abord sans régulation de la température du

bain (A) puis avec une régulation de la température selon l'invention (B).

A B

Excès AIF3visé % 11,8 13 Ecart type total a % 1,5 0,8 Excès AIF3 à +/- 2 a % 8,8 à 14,8 11,4 à 14,6 Température visée C 953 947 Ecart-type total C C 7 3 Température à +/- 2 a C 939 à 967 941 à 953 Rendement Faraday % 94,9 96,2 Tension cuve volts 4,25 4,14 Energie spécifique kWh / t (tonne AI) 13350 12830 On constate avec le procédé selon l'invention à la fois un resserrement des plages de réglage des températures et des teneurs en AIF3 autour des valeurs de consigne et par le fait la possibilité de travailler à plus basse température avec un bain plus acide sans risquer les problèmes liés à une marche trop froide comme une mauvaise dissolution de l'alumine et un embourbement des fonds cathodiques puisque la température minimale du bain reste supérieure à 940 C. Le résultat est un rendement Faraday amélioré de 1,3% et une énergie spécifique par tonne de métal diminuée de près de 500 kWh / t AI.

Claims (9)

REVENDICATIONS

1. Procédé de régulation thermique d'une cuve de production d'aluminium par électrolyse d'alumine dissoute dans un électrolyte à base de cryolithe fondue selon le procédé Hall-Héroult comportant la mesure directe et à intervalles de temps réguliers de la température du bain, caractérisé en ce qu'au cours de chaque cycle de régulation thermique de durée t correspondant à une séquence de travail comprise dans le cycle d'exploitation de la cuve de durée T, on effectue au moins une mesure de température 0 du bain et on détermine à partir des n dernières mesures une température moyenne corrigée Om représentative de l'état moyen de l'ensemble de la cuve et affranchie des variations dans le temps et l'espace dues aux opérations périodiques d'exploitation, que l'on compare à la température de consigne Oo de telle sorte que: on applique une résistance additionnelle RTH positive ou négative à la résistance Ro de consigne de la cuve pour maintenir ou corriger la température de la cuve, cette résistance RTH étant constituée de 2 termes: RTHa terme calculé pour neutraliser a priori et par anticipation les perturbations irrégulières mais connues et quantifiées comme les additions de bain solide, RTHb terme calculé par un régulateur, de préférence à action proportionnelle, intégrale et dérivée, en fonction de l'écart entre la température moyenne corrigée Om et la température de consigne Oo de sorte que: * si Om < Go, on augmente la résistance additionnelle RTHb en conséquence, * si Om diminue, on augmente également la résistance additionnelle RTHb en conséquence, * si Om > Oo, on diminue la résistance additionnelle RTHb en conséquence, * si Om augmente, on diminue également la résistance additionnelle RTHb

en conséquence.

2. Procédé selon la revendication 1 caractérisé en ce que la correction spatiale de température déterminée expérimentalement peut atteindre 2 à

C suivant les opérations considérées et la position du point de mesure.

3. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 ou 2 caractérisé en

ce que la température moyenne corrigée Om est calculée à partir des mesures de température de bain des cycles de régulation thermique t compris dans le cycle d'exploitation de changement d'anode et de coulée dont la durée T est classiquement de 24, 30, 32, 36, 40, 42 ou

48 heures.

4. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 3 caractérisé en ce

que le cycle de régulation thermique correspond à une séquence de

travail dont la durée t est classiquement de 4, 6, 8 ou 12 heures.

5. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4 caractérisé en ce

que la température moyenne corrigée Om est exprimée sous forme d'une température Omb déduite directement des mesures de température du

bain et comparée à la température de consigne Oo.

6. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4 caractérisé en ce

que la température moyenne corrigée Om est exprimée sous forme d'une température différentielle Omd correspondant à l'écart entre la température moyenne corrigée directe Omb précédemment définie et la température de liquidus el du bain, appelée également surchauffe moyenne corrigée, que l'on compare à la température différentielle de

consigne ou surchauffe de consigne Ood.

7. Procédé selon les revendications 1, 5 et 6 caractérisé en ce qu'on utilise

comme paramètre de réglage de la résistance additionnelle RTHb la température moyenne corrigée Omb ou la surchauffe moyenne corrigée

Omd ou une combinaison de ces 2 grandeurs.

8. Procédé selon la revendication 6 caractérisé en ce que la température de

liquidus el du bain est calculée à partir de la composition chimique du bain.

9. Procédé selon la revendication 6 caractérisé en ce que la température de liquidus du bain et la surchauffe sont obtenues par mesure directe sur la

cuve d'électrolyse à l'aide d'un dispositif approprié.