基于FLUENT的氯化鎂熱解爐流場模擬與結構優化

沈智博，董 智，王德喜，姜天彪

(1 沈陽工業大學，遼寧 沈陽 110870；2 遼陽科技創業服務中心，遼寧 遼陽 111019)

氧化鎂(MgO)，是一種氧化物，屬于鎂的氧化物，同時既是無機物，又是離子化合物，有著燈粉、苦土、煅苦土及鎂氧的別稱。可廣泛應用于航空航天、冶金、醫療、食品加工等多個行業[1-3]。

熱解爐是氯化鎂噴霧熱解制備氧化鎂的重要設備之一，原料六水氯化鎂溶液進入反應器在高溫的條件下熱解生成氧化鎂產品、氯化氫氣體和水蒸氣。但在目前的實際生產中，由于燃燒爐氣進氣口的位置、進氣量的不確定性及任意性，使得熱解爐內溫度分布不均勻，平均溫度較低，不僅在一定程度上造成了熱量損失，而且在局部低溫的情況下易發生逆反應，影響氧化鎂產品質量。而且，一昧增加供熱量固然可以解決此問題，但消耗的熱量也會更多，增加成本[4-5]。

因此，提高熱解爐的平均溫度及使爐內溫度分布更均衡成為了整個熱解爐研究的重點。筆者嘗試運用流體力學CFD計算軟件fluent在進氣量一定時，通過改變熱解爐爐體結構對熱解爐內的流場進行模擬計算，并通過計算結果、分析各組數據來對熱解爐進行結構優化，最終取得更加良好的熱解效果。

1 熱解爐工作原理及結構

熱解爐由爐體外殼、爐襯、爐蓋、爐內襯等部分組成。原料最初以溶液的狀態存在于原料罐中，在進入熱解爐發生熱解反應前先通過預熱器加熱到60 ℃。接下來，在泵的壓力作用下進入熱解爐上部的進料口，再通過噴嘴以霧化的形式進入到熱解爐內。約1000 ℃的爐氣通過燃燒爐氣進氣口進到熱解爐內與鹵水小液滴進行熱解反應[6]。所生成的產品氧化鎂成品通過沉降從下端產品出口流出，所產生的氯化氫氣體和水蒸氣通過上部尾氣出口排出。整個過程的反應式為，

在熱解爐內生成氧化鎂的過程分為五個階段，各階段反應方程式為：

因此若要反應正常進行，須使熱解爐爐內溫度在600 ℃(873 K)以上。

圖1為某化工廠立式氯化鎂熱解爐。該熱解爐由鋼制外殼內襯耐火材料構成，為立式圓柱體結構。熱解爐本體中呈一定偏心距布置3個燃燒爐氣進氣口加熱來自爐頂噴嘴噴出的霧化液滴。熱解出的固體氧化鎂顆粒以粉末的形式落在熱解爐下部的錐形體中，熱解出的氣體從上部的尾氣出口離開熱解爐。熱解爐內部反應參數如表1所示。

1-原料入口；2-外梯；3-噴嘴；4-尾氣出口；5-測溫口；6,10-燃燒爐氣進氣口；7-產品出口；8-測壓口；9-觀察口

表1 熱解爐內部反應參數表

2 熱解爐內流場模擬分析

2.1 模擬條件假設

為了更直觀觀察熱解爐內溫度分布情況，整個過程對模擬分析作出下列假設。

(1)熱解爐內反應繁多復雜，然而最終目的只以產品及副產物作為主要研究對象。故忽略爐內副反應，只考慮主反應的反應物、生成物及熱解過程中的反應熱。

(2)熱解爐爐氣流動速度較高，由溫度差異引起的密度差造成的氣體膨脹對內部流場影響相對而言微乎其微，故視反應器內的氣體為不可壓縮氣體。

(3)由于下部產品出口僅在卸料時開啟且開啟時間很短，所以可忽略產品出口開啟時對爐內穩態的影響，即假設產品出口處始終處于關閉狀態。

(4)通過熱量衡算，水氯鎂石熱解過程中向周圍環境的熱損失為10%以下，因此可不考慮爐襯耐火材料的熱損失，重點研究熱解爐內部的溫度分布情況。

2.2 流動模型的選擇

燃燒爐氣在熱解爐內流動時，其雷諾數大約為2×104，遠大于層流與湍流的分界點2000～3000，故在該反應中，燃燒爐氣在熱解爐內流動的主要形式是湍流。

可實現該種流動方式的模型是k-epsilon(2eqn)湍流模型，該模型是目前應用范圍最廣的湍流模型[7]，能夠有效用于包括管道內流動、混合自動流動、射流及邊界層流動等不同類型的流場模擬。結合計算精度、穩定性和經濟性等因素，該研究選用k-epsilon(2eqn)湍流模型來分析熱解爐流場。

2.3 模型建立與網格劃分

使用SolidWorks三維制圖軟件對熱解爐內部流場進行建模，通過workbench中的mesh軟件進行網格劃分，然后將被劃分完成的模型導入到fluent軟件進行計算和后處理。

熱解爐反應區直徑D1=4 m，反應區高度H1=8.9 m，反應器內部總高度H2=12.1 m，收料區錐角α1=60°，燃燒爐氣入口直徑D2=300 mm，燃燒爐氣入口到反應區底部的距離H3=400 mm，尾氣出口直徑D3=500 mm，尾氣出口到反應區頂部距離H4=500 mm，原料噴嘴伸入量H5=1 m。

圖2 水氯鎂石熱解爐爐內空間的幾何模型

結合計算過程中的收斂性及精度，網格采用柔性劃分法，以結構化網格與非結構化網格相結合的方式，同時在進出口、拐角等位置通過加密網格來提高精度。根據不同網格密度得出的計算結果對網格無關性檢查。網格數量從81.4×104到 115.5×104再到301.1×104所得出的平均溫度等指標無明顯差異，分別為627.9 K、628.6 K、628.3 K。綜合計算效率與計算精度考慮，確定熱解爐模型的網格總數為115.5×104。經網格質量檢驗，網格的曲率均在0.85以下，符合計算過程中對數值模擬的要求。熱解爐內部流場的幾何模型如圖2所示。

2.4 設定邊界條件

就燃燒爐氣進入熱解爐內的邊界條件進行設定。進入熱解爐內燃燒爐氣的速度為13 m/s，溫度為1000 ℃(1273 K)，尾氣出口處壓力為-500 Pa，重力加速度設為-9.81 m/s2，其他邊界設為自由邊界。邊界無滑移條件，使用標準壁面函數，表面粗糙度為0.5 μm。

2.5 結果分析

整個模擬過程使用的軟件為ANSYS Fluent 17.0版本。熱解爐內的速度流線如圖3所示，圖中不同的顏色對應不同的速度。從圖3可以得知：燃燒爐氣從入口進到熱解爐內速度從 13 m/s逐漸降低，一部分從尾氣出口排出，出口處由于外部風機的作用下速度略有回升；而另一部分在熱解爐內壁阻擋的作用下在爐膛中形成了回流區[8]，即右側圖中的圓圈部分，這些回流區由熱解爐內壁逐漸延伸到爐膛中部，使高溫爐氣向低溫區傳遞，從而在一定程度上增加了爐氣在熱解爐內的停留時間，進而使熱解爐內的溫度更加均勻。

圖3 初始工況下水氯鎂石熱解爐內的速度分布線圖

圖4是爐氣在熱解爐內的溫度分布云圖，該工況下熱解爐內的平均溫度為628.6 K。爐氣在直徑方向和高度方向都有顯著的溫度梯度。在徑向方面靠近熱解爐內壁的溫度最低，向內移動至燃燒爐氣進氣口時溫度較高，繼續向內至軸線位置時，溫度又有所降低。在高度方面，進氣口附近的溫度最高，由于爐氣在熱解爐內與周圍氣體不斷進行對流和傳熱，使爐氣向上流動，通過出口流出。除此之外，在回流作用下靠墻部分的氣體會混合得越來越充分，所以會使氣體溫度在接近爐內壁的區域有所升高。但是，因為熱解爐內溫度較低，所以爐內上部中間出并未完全受到熱傳遞作用，在噴嘴附近形成了局部低溫，易發生逆反應，甚至無法滿足使用要求。

圖4 初始工況下水氯鎂石熱解爐內的溫度分布云圖

3 熱解爐的結構優化

在解決方案中，一昧增加供熱量固然可以解決此問題，但消耗的熱量也會更多，增加成本。因此筆者想了一種方法，在滿足反應條件的同時盡量降低能耗。

借助數值模擬的方式，分析預熱熱解爐內壁程度與入口位置等因素對熱解爐內部流場的影響，從熱工操作和熱解爐結構兩個方面進行優化和改造。在原有模型基礎上，改變爐氣進氣口仰角、熱解爐內壁預熱溫度和爐氣進氣口水平偏移量，通過改變參數，對其進行計算模擬，并分析比較運算結果。

3.1 爐氣進氣口仰角數值模擬與結果分析

圖5是不同爐氣進氣口仰角下熱解爐內部的中心截面的溫度云圖，選取了從15°、30°、45°、60°、75°五個仰角角度進行模擬。從圖中可以看出，熱氣的直射方向隨著爐氣管道入口角度的變化而改變，同時熱氣所維持的長度也有所變化。圖5可直觀比較出，前三張圖中，隨著進氣管道入口仰角的增大，爐內溫度高溫所占面積有所增大；但第四、五張圖顯示，當仰角增大到60°以上時爐內溫度有所下降。

圖5 不同水平面仰角下的熱解爐主截面溫度云圖

圖6是不同爐氣進氣口仰角下熱解爐內的平均溫度折線圖。從圖6可知，當仰角不斷提高時，越有利與熱解反應的順利進行，在一定程度上提高了爐氣的利用率，爐內的平均溫度先升高后降低，當仰角為45°時，平均溫度最高為778.5 K。

圖6 改變爐氣進氣口仰角下的溫度折線圖

3.2 熱解爐內壁預熱溫度數值模擬與結果分析

通過預熱熱解爐內壁來觀察爐內溫度分布狀況。圖7是不同內壁預熱溫度下熱解爐內部的中心截面的溫度云圖，在預熱溫度分別為373 K、498 K、623 K、748 K、873 K的情況下進行模擬分析。從圖7可以看出，伴隨著預熱溫度的不斷提高，靠近壁面處的爐內溫度有所提高。這是因為預熱爐氣的溫度高低與帶入爐內的物理熱大小成正比，其數值越高，熱解反應便更加充分且迅速。

圖7 不同熱解爐內壁預熱溫度下的熱解爐主截面溫度云圖

從圖8中可以看出，預熱溫度和熱解爐內平均溫度的正相關性十分明顯，預熱溫度越高，熱解爐內釋放的熱量就越大，爐內的平均溫度也越高。

圖8 改變熱解爐內壁預熱溫度下的溫度折線圖

3.3 爐氣進氣口水平偏移量數值模擬與結構分析

對爐氣進氣口相對于軸線的不同水平偏移量工況進行模擬對比分析，水平偏移量分別為0 m、0.5 m、1 m、1.5 m、2 m。從圖9中可以看出，偏移量在0 m、0.5 m和1 m時，爐內熱氣所占面積明顯大于其他兩組，當偏移量大于1 m時，隨著入口偏移量的增大，爐內的平均溫度有所降低。

圖9 不同爐氣進氣口水平偏移量下的熱解爐主截面溫度云圖

圖10表明，當偏移量為0 m，即熱氣在入口所在的水平面上交匯于中心點時，在干涉作用下，熱解爐內部的氣流會互相干擾，使熱氣在交匯之后向各個方向作不規則流動，影響了原料與熱氣的混合，降低反應效率及熱氣的利用率，同時阻礙了溫度升高。當偏移量為0.5 m時，平均溫度較高且爐內溫度分布較無偏移量時更加合理。

圖10 改變水平偏移量下的溫度折線圖

4 最佳工況的模擬分析

通過之前的數次模擬，結合圖6、圖8、圖10的折線統計圖，綜合分析熱解爐內的溫度分布情況和不同工況下熱解爐的平均溫度。從中可以看出，爐氣進氣口仰角和熱解爐內壁預熱溫度對所要研究的指標有較大影響，即爐氣進氣口仰角熱解爐內壁預熱溫度是影響熱解爐平均溫度變化的主要因素。而爐氣進氣口水平偏移量在偏移距離1 m以下，即在所需偏移范圍內爐內平均溫度的變化范圍較小，因此，爐氣進氣口水平偏移量是影響爐內溫度的次要因素。本實驗出于考慮經濟和環境因素的同時對熱解爐平均溫度越高越佳的原則，選擇出一個最優工況，即爐氣進氣口仰角為45°、熱解爐內壁預熱溫度為700 K、爐氣進氣口水平偏移量為0.5 m。為驗證該工況的可行性與合理性，將對其進行模擬分析，對優化結果的可靠性進行驗證。

從圖11可以看出最優工況時熱解爐內流場分布比初始工況下要好很多。在熱解爐內渦旋效果和最初工況相比更加明顯，這是由于仰角的增大，加速了爐氣的流動和與原料的混合，使爐內反應更加充分和劇烈。除此之外，由于渦旋數的增加，在一定程度上降低出口流速，減小了熱量損失。

圖11 最優工況下水氯鎂石熱解爐內的速度分布線圖

從圖12可以看出，優化后不但熱解爐內溫度明顯提高，而且初始工況下溫差較明顯的區域在優化后也有所減小。從數據計算來看，熱解爐內的平均溫度從初始工況的628.6 K升高到最優工況下的999.7 K，而且爐內的最低溫度也有所升高。最重要的，該工況完全滿足對氯化鎂熱解反應所需的條件。

圖12 最優工況下水氯鎂石熱解爐內的溫度分布云圖

5 結 論

本文借助fluent軟件，利用k-epsilon(2eqn)湍流模型，對單一參數，即爐氣進氣口仰角、熱解爐內壁預熱溫度和爐氣進氣口水平偏移量對氯化鎂熱解爐爐內溫度的分布情況進行分析，研究了不同因素對熱解爐內溫度的影響。結果表明： (1)適當增大爐氣進氣口仰角會升高熱解爐內溫度，同時也可在熱解爐內產生氣體蝸旋促進反應快速進行，該反應的最佳爐氣進氣口仰角是45°；(2)熱解爐內壁預熱溫度是整個反應中影響熱解爐內溫度分布的重要因素，它直接影響著反應的迅速程度及熱氣的利用效率，一般來講熱解爐內壁預熱溫度越高，則熱解爐內的平均溫度就越高，從經濟方面和能源消耗方面考慮達到反應所需條件即可，該反應的最佳熱解爐內壁預熱溫度是700 K；(3)爐氣進氣口水平偏移量對熱解爐內溫度場的影響較為顯著，偏移量較小時，熱解爐內平均溫度穩定在730 K左右。當偏移量增加到1 m以上時，熱解爐內平均溫度急劇下降，這是因為偏移量過大會受到熱解爐內壁的影響。因此，該反應的最適爐氣進氣口水平偏移量為0.5 m。