基于FLUENT的氯化鎂熱解爐流場模擬與結(jié)構(gòu)優(yōu)化

沈智博，董 智，王德喜，姜天彪

(1 沈陽工業(yè)大學(xué)，遼寧 沈陽 110870；2 遼陽科技創(chuàng)業(yè)服務(wù)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?？蓮V泛應(yīng)用于航空航天、冶金、醫(yī)療、食品加工等多個行業(yè)[1-3]。

熱解爐是氯化鎂噴霧熱解制備氧化鎂的重要設(shè)備之一，原料六水氯化鎂溶液進入反應(yīng)器在高溫的條件下熱解生成氧化鎂產(chǎn)品、氯化氫氣體和水蒸氣。但在目前的實際生產(chǎn)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(nèi)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(fā)生逆反應(yīng)，影響氧化鎂產(chǎn)品質(zhì)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?fàn)t內(nèi)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(xué)CFD計算軟件fluent在進氣量一定時，通過改變熱解爐爐體結(jié)構(gòu)對熱解爐內(nèi)的流場進行模擬計算，并通過計算結(jié)果、分析各組數(shù)據(jù)來對熱解爐進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，最終取得更加良好的熱解效果。

1 熱解爐工作原理及結(jié)構(gòu)

熱解爐由爐體外殼、爐襯、爐蓋、爐內(nèi)襯等部分組成。原料最初以溶液的狀態(tài)存在于原料罐中，在進入熱解爐發(fā)生熱解反應(yīng)前先通過預(yù)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(nèi)。約1000 ℃的爐氣通過燃燒爐氣進氣口進到熱解爐內(nèi)與鹵水小液滴進行熱解反應(yīng)[6]。所生成的產(chǎn)品氧化鎂成品通過沉降從下端產(chǎn)品出口流出，所產(chǎn)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(yīng)式為，

在熱解爐內(nèi)生成氧化鎂的過程分為五個階段，各階段反應(yīng)方程式為：

因此若要反應(yīng)正常進行，須使熱解爐爐內(nèi)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(nèi)襯耐火材料構(gòu)成，為立式圓柱體結(jié)構(gòu)。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(nèi)部反應(yīng)參數(shù)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(chǎn)品出口；8-測壓口；9-觀察口

表1 熱解爐內(nèi)部反應(yīng)參數(shù)表

2 熱解爐內(nèi)流場模擬分析

2.1 模擬條件假設(shè)

為了更直觀觀察熱解爐內(nèi)溫度分布情況，整個過程對模擬分析作出下列假設(shè)。

(1)熱解爐內(nèi)反應(yīng)繁多復(fù)雜，然而最終目的只以產(chǎn)品及副產(chǎn)物作為主要研究對象。故忽略爐內(nèi)副反應(yīng)，只考慮主反應(yīng)的反應(yīng)物、生成物及熱解過程中的反應(yīng)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(nèi)部流場影響相對而言微乎其微，故視反應(yīng)器內(nèi)的氣體為不可壓縮氣體。

(3)由于下部產(chǎn)品出口僅在卸料時開啟且開啟時間很短，所以可忽略產(chǎn)品出口開啟時對爐內(nèi)穩(wěn)態(tài)的影響，即假設(shè)產(chǎn)品出口處始終處于關(guān)閉狀態(tài)。

(4)通過熱量衡算，水氯鎂石熱解過程中向周圍環(huán)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(nèi)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(nèi)流動時，其雷諾數(shù)大約為2×104，遠大于層流與湍流的分界點2000～3000，故在該反應(yīng)中，燃燒爐氣在熱解爐內(nèi)流動的主要形式是湍流。

可實現(xiàn)該種流動方式的模型是k-epsilon(2eqn)湍流模型，該模型是目前應(yīng)用范圍最廣的湍流模型[7]，能夠有效用于包括管道內(nèi)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(jié)合計算精度、穩(wěn)定性和經(jīng)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(wǎng)格劃分

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

熱解爐反應(yīng)區(qū)直徑D1=4 m，反應(yīng)區(qū)高度H1=8.9 m，反應(yīng)器內(nèi)部總高度H2=12.1 m，收料區(qū)錐角α1=60°，燃燒爐氣入口直徑D2=300 mm，燃燒爐氣入口到反應(yīng)區(qū)底部的距離H3=400 mm，尾氣出口直徑D3=500 mm，尾氣出口到反應(yīng)區(qū)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(nèi)空間的幾何模型

結(jié)合計算過程中的收斂性及精度，網(wǎng)格采用柔性劃分法，以結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的方式，同時在進出口、拐角等位置通過加密網(wǎng)格來提高精度。根據(jù)不同網(wǎng)格密度得出的計算結(jié)果對網(wǎng)格無關(guān)性檢查。網(wǎng)格數(shù)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(biāo)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(wǎng)格總數(shù)為115.5×104。經(jīng)網(wǎng)格質(zhì)量檢驗，網(wǎng)格的曲率均在0.85以下，符合計算過程中對數(shù)值模擬的要求。熱解爐內(nèi)部流場的幾何模型如圖2所示。

2.4 設(shè)定邊界條件

就燃燒爐氣進入熱解爐內(nèi)的邊界條件進行設(shè)定。進入熱解爐內(nèi)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(shè)為-9.81 m/s2，其他邊界設(shè)為自由邊界。邊界無滑移條件，使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，表面粗糙度為0.5 μm。

2.5 結(jié)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(nèi)的速度流線如圖3所示，圖中不同的顏色對應(yīng)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(nèi)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(fēng)機的作用下速度略有回升；而另一部分在熱解爐內(nèi)壁阻擋的作用下在爐膛中形成了回流區(qū)[8]，即右側(cè)圖中的圓圈部分，這些回流區(qū)由熱解爐內(nèi)壁逐漸延伸到爐膛中部，使高溫爐氣向低溫區(qū)傳遞，從而在一定程度上增加了爐氣在熱解爐內(nèi)的停留時間，進而使熱解爐內(nèi)的溫度更加均勻。

圖3 初始工況下水氯鎂石熱解爐內(nèi)的速度分布線圖

圖4是爐氣在熱解爐內(nèi)的溫度分布云圖，該工況下熱解爐內(nèi)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(nèi)壁的溫度最低，向內(nèi)移動至燃燒爐氣進氣口時溫度較高，繼續(xù)向內(nèi)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(nèi)與周圍氣體不斷進行對流和傳熱，使?fàn)t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(nèi)壁的區(qū)域有所升高。但是，因為熱解爐內(nèi)溫度較低，所以爐內(nèi)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(fā)生逆反應(yīng)，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(nèi)的溫度分布云圖

3 熱解爐的結(jié)構(gòu)優(yōu)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(yīng)條件的同時盡量降低能耗。

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

3.1 爐氣進氣口仰角數(shù)值模擬與結(jié)果分析

圖5是不同爐氣進氣口仰角下熱解爐內(nèi)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(nèi)溫度高溫所占面積有所增大；但第四、五張圖顯示，當(dāng)仰角增大到60°以上時爐內(nèi)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(nèi)的平均溫度折線圖。從圖6可知，當(dāng)仰角不斷提高時，越有利與熱解反應(yīng)的順利進行，在一定程度上提高了爐氣的利用率，爐內(nèi)的平均溫度先升高后降低，當(dāng)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(nèi)壁預(yù)熱溫度數(shù)值模擬與結(jié)果分析

通過預(yù)熱熱解爐內(nèi)壁來觀察爐內(nèi)溫度分布狀況。圖7是不同內(nèi)壁預(yù)熱溫度下熱解爐內(nèi)部的中心截面的溫度云圖，在預(yù)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(yù)熱溫度的不斷提高，靠近壁面處的爐內(nèi)溫度有所提高。這是因為預(yù)熱爐氣的溫度高低與帶入爐內(nèi)的物理熱大小成正比，其數(shù)值越高，熱解反應(yīng)便更加充分且迅速。

圖7 不同熱解爐內(nèi)壁預(yù)熱溫度下的熱解爐主截面溫度云圖

從圖8中可以看出，預(yù)熱溫度和熱解爐內(nèi)平均溫度的正相關(guān)性十分明顯，預(yù)熱溫度越高，熱解爐內(nèi)釋放的熱量就越大，爐內(nèi)的平均溫度也越高。

圖8 改變熱解爐內(nèi)壁預(yù)熱溫度下的溫度折線圖

3.3 爐氣進氣口水平偏移量數(shù)值模擬與結(jié)構(gòu)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(nèi)熱氣所占面積明顯大于其他兩組，當(dāng)偏移量大于1 m時，隨著入口偏移量的增大，爐內(nèi)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(dāng)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(nèi)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(guī)則流動，影響了原料與熱氣的混合，降低反應(yīng)效率及熱氣的利用率，同時阻礙了溫度升高。當(dāng)偏移量為0.5 m時，平均溫度較高且爐內(nèi)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(shù)次模擬，結(jié)合圖6、圖8、圖10的折線統(tǒng)計圖，綜合分析熱解爐內(nèi)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(nèi)壁預(yù)熱溫度對所要研究的指標(biāo)有較大影響，即爐氣進氣口仰角熱解爐內(nèi)壁預(yù)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(nèi)爐內(nèi)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(nèi)溫度的次要因素。本實驗出于考慮經(jīng)濟和環(huán)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(yōu)工況，即爐氣進氣口仰角為45°、熱解爐內(nèi)壁預(yù)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(yōu)化結(jié)果的可靠性進行驗證。

從圖11可以看出最優(yōu)工況時熱解爐內(nèi)流場分布比初始工況下要好很多。在熱解爐內(nèi)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?fàn)t內(nèi)反應(yīng)更加充分和劇烈。除此之外，由于渦旋數(shù)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(yōu)工況下水氯鎂石熱解爐內(nèi)的速度分布線圖

從圖12可以看出，優(yōu)化后不但熱解爐內(nèi)溫度明顯提高，而且初始工況下溫差較明顯的區(qū)域在優(yōu)化后也有所減小。從數(shù)據(jù)計算來看，熱解爐內(nèi)的平均溫度從初始工況的628.6 K升高到最優(yōu)工況下的999.7 K，而且爐內(nèi)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(yīng)所需的條件。

圖12 最優(yōu)工況下水氯鎂石熱解爐內(nèi)的溫度分布云圖

5 結(jié) 論

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