大型乙烯裂解爐用低NOx燃燒器的結(jié)構(gòu)優(yōu)選

李 寧 李金科 董金善

（1.南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院；2.天華化工機(jī)械及自動(dòng)化研究設(shè)計(jì)院有限公司）

乙烯裂解爐是乙烯裝置中的龍頭設(shè)備［1］，燃燒器是乙烯裂解爐中的關(guān)鍵部件，設(shè)計(jì)要求在穩(wěn)定燃燒滿足工藝要求的同時(shí)，符合日益嚴(yán)苛的環(huán)保法規(guī)對燃燒時(shí)污染物的排放要求。 乙烯裂解爐用燃燒器分為底部燃燒器和側(cè)壁燃燒器，底部燃燒器布置在爐膛底部，采用擴(kuò)散式燃燒，要求火焰形狀為扁平扇形；側(cè)壁燃燒器分布在輻射室上部的側(cè)墻上，采用預(yù)混式燃燒，要求火焰附著爐墻，無明顯火焰且穩(wěn)定不回火。 以往裂解爐燃燒器的數(shù)量較多，燃燒器熱負(fù)荷較低，對燃燒器的設(shè)計(jì)要求較低，環(huán)保要求并不十分嚴(yán)格。 近年來，隨著大能力大型化裂解爐 （10萬噸/年、15萬噸/年、20萬噸/年）的不斷發(fā)展、爐型的多樣化（單爐膛、雙爐膛）以及環(huán)保意識(shí)的增強(qiáng)和環(huán)保要求的提高，對燃燒器的設(shè)計(jì)提出了更高的要求，如火焰形狀、火焰長度、爐內(nèi)熱通量分布、NOx排放量等。

目前， 燃燒器的排放物NOx逐漸成為人們密切關(guān)注的焦點(diǎn)［2］，根據(jù)燃料和燃燒條件的不同，在燃燒過程中主要生成熱力型NOx、燃料型NOx和快速型NOx［3，4］。裂解爐燃燒器以天然氣為燃料，在燃燒過程中主要生成熱力型NOx和快速型NOx［5］，它們都是由空氣中的氮與氧在高溫環(huán)境下發(fā)生氧化反應(yīng)產(chǎn)生的，其中快速型NOx生成量較少，因此熱力型NOx是主要形式 （溫度越高NOx生成量越大）。 由此可知，裂解爐低NOx燃燒技術(shù)的核心在于降低燃燒區(qū)的火焰溫度，主要采用3種技術(shù)：燃料分級技術(shù)［6～9］、空氣分級技術(shù)［10，11］和煙氣再循環(huán)技術(shù)［12～14］。 設(shè)計(jì)裂解爐低NOx燃燒器時(shí)，CFD技術(shù)是必不可少的研究手段，OPRINS A等采用渦耗散燃燒模型對裂解爐內(nèi)的燃燒場進(jìn)行數(shù)值模擬，并耦合了輻射爐管內(nèi)的裂解反應(yīng)［15，16］；ZHOU W等均在燃燒器的數(shù)值研究中采用了Standard k-ε湍流模型［17～22］；吳筱對中國石化齊魯公司的SRTGK-VI型裂解爐進(jìn)行數(shù)值模擬， 采用了非預(yù)混燃燒的PDF模型和Standard k-ε湍流模型［23］；王海靖對裂解爐內(nèi)反爐膛燒焦的爐內(nèi)流場、溫度場和化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行了研究［24］；張凡使用Kumar裂解反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型結(jié)合渦耗散概念模型（EDC），研究了爐管內(nèi)的裂解反應(yīng)和流動(dòng)傳熱過程，并耦合采用非預(yù)混PDF燃燒模型對裂解爐內(nèi)的燃燒場對進(jìn)行了聯(lián)合仿真［25］。 筆者將針對開發(fā)的新型低NOx燃燒器， 運(yùn)用CFD模擬分析其流場， 以預(yù)測火焰形狀，獲取爐內(nèi)溫度分布和NOx排放濃度信息，并通過比較不同底部和側(cè)壁供熱比（底側(cè)比）的工況得出最佳方案。 再通過熱態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證CFD模擬結(jié)果的正確性， 測試燃燒器工藝和環(huán)保方面的性能，測量NOx、CO等污染物的排放數(shù)據(jù)，獲取燃燒器的工藝性能曲線。

1裂解爐簡介

筆者現(xiàn)以某石化公司的國內(nèi)首臺(tái)單臺(tái)爐膛20萬噸/年產(chǎn)能乙烯裂解爐為研究對象，爐膛高度為13.8 m、 長度為35.5 m、 寬度為4.2 m， 熱負(fù)荷167.184 MW，由底部燃燒器（48臺(tái)）和側(cè)壁燃燒器（128臺(tái)）聯(lián)合供熱，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 單爐膛20萬噸/年產(chǎn)能乙烯裂解爐結(jié)構(gòu)示意圖

2 裂解爐低NOx燃燒器的數(shù)值研究

采用CFD模擬分析裂解爐低NOx燃燒器的流場，研究比較不同底側(cè)比（80:20、70:30和60:40）的工況，以預(yù)測火焰的形狀，并獲取爐內(nèi)溫度分布和NOx排放濃度信息，得出最佳方案。

2.1 物理模型和網(wǎng)格劃分

裂解爐內(nèi)燃燒器排布一般較為規(guī)律，模擬時(shí)截取長度z 方向1 臺(tái)底部燃燒器中心位置，約1.47 m； 爐膛高度y方向和寬度x方向按照完整的爐膛尺寸建模，整個(gè)模型共包含2臺(tái)底部燃燒器、6臺(tái)側(cè)壁燃燒器，模型建立去除了固體區(qū)域，皆為流體區(qū)域，如圖2所示。

圖2 裂解爐內(nèi)燃燒數(shù)值模擬用模型

燃燒器噴頭的最小噴口直徑為2 mm，而爐膛凈高13 800 mm，由于尺寸的跨度比較大，網(wǎng)格劃分困難。 為了保證計(jì)算精度，需進(jìn)行局部網(wǎng)格的精細(xì)化處理。 然而，全局網(wǎng)格數(shù)量不能過大（超出計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力）， 因此網(wǎng)格前處理變得至關(guān)重要。

過去，使用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格劃分雖然可以獲得整齊的六面體網(wǎng)格， 但也存在一些缺點(diǎn)， 由于ICEM六面體網(wǎng)格BLOCK分塊層次的原理， 易導(dǎo)致部分區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)量不均勻，同時(shí)網(wǎng)格形狀和尺寸的變化梯度過大，會(huì)在計(jì)算過程中引發(fā)失真問題。

Fluent Meshing是基于Fluent軟件的高性能網(wǎng)格前處理工具， 具備高效的體網(wǎng)格生成技術(shù)，并且能夠進(jìn)行多核心并行計(jì)算，使網(wǎng)格劃分速度遠(yuǎn)超其他流體網(wǎng)格劃分軟件。 其中，多面體網(wǎng)格是Fluent軟件的獨(dú)有技術(shù)，最新的多面體-六面體網(wǎng)格更能實(shí)現(xiàn)六面體網(wǎng)格與多面體網(wǎng)格的節(jié)點(diǎn)共連接，完全能自動(dòng)增加六面體網(wǎng)格的數(shù)量，提高了求解效率和精度。

筆者采用Fluent Meshing的多面體-六面體網(wǎng)格方法進(jìn)行劃分，網(wǎng)格數(shù)量約1 600萬，最小網(wǎng)格尺寸0.5 mm、最大網(wǎng)格尺寸32 mm，網(wǎng)格變化梯度1.2。

2.2 數(shù)學(xué)模型

現(xiàn)采用Realizable k-ε湍流模型，有限速率/渦耗散燃燒模型，P1輻射模型， 并考慮甲烷在空氣中燃燒的二步反應(yīng)化學(xué)機(jī)理。 基本控制方程如下。

理想氣體狀態(tài)方程：

式中 p——?dú)怏w壓力，Pa；

R——?dú)怏w常數(shù)；

T——?dú)怏w溫度，K；

W——?dú)怏w平均摩爾質(zhì)量，g/mol；

ρ——?dú)怏w平均密度。

連續(xù)性方程：

式中 t——時(shí)間；

式中 Bf——體積力；

I——應(yīng)力張量，Pa；

v——運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s；

τ→——黏性應(yīng)力張量，Pa。

組分輸運(yùn)方程：

式中 Di——組分i的質(zhì)量擴(kuò)散速度，g/（m2·s）；

Wi——組分i的摩爾質(zhì)量；

Yi——組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

NOx計(jì)算模型。 筆者研究的裂解爐內(nèi)燃燒主要反應(yīng)物為CH4和O2，主要產(chǎn)生熱力型NOx和快速型NOx，F(xiàn)luent內(nèi)求解NO的質(zhì)量輸運(yùn)方程為：

式中 D——有效擴(kuò)散系數(shù)；

SNO——NO的源項(xiàng)；

YNO——?dú)怏w里NO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

2.3 邊界條件

計(jì)算域中共包含4組入口和1個(gè)出口， 其中，入口包括底部燃燒器的燃料入口、底部燃燒器的空氣入口、側(cè)壁燃燒器的燃料入口以及燃料與空氣預(yù)混入口。 入口均為質(zhì)量流速入口，溫度設(shè)定為27 ℃。 出口則為壓力出口。 爐管壁面溫度恒設(shè)定為980 ℃。 爐墻壁面厚度為320 mm，導(dǎo)熱系數(shù)為0.1 W/（m·℃）。 在爐墻壁面與27 ℃的空氣間存在對流換熱，對流換熱系數(shù)為20 W/（m2·℃）。在計(jì)算域的長度方向（z方向）的兩側(cè)設(shè)有對稱面。

2.4 數(shù)值計(jì)算方法

使用Fluent 軟件求解數(shù)值， 選用雙精度SIMPLE算法求解。 動(dòng)量方程、湍流方程等的離散格式還選用了二階精度格式。 連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程迭代收斂的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為1×10-5，NOx迭代收斂的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為1×10-8。 同時(shí)，為了保證計(jì)算的收斂性，采用亞松弛迭代。

2.5 溫度場及流場分析

圖3展示了不同底側(cè)比工況下的溫度云圖，其中xy截面顯示了底部燃燒器的中心截面。 圖4為爐膛中心位置的溫度分布，可以觀察到，隨著底側(cè)比的增大，爐膛上部（靠近側(cè)燒區(qū)域）的溫度變化梯度增加；當(dāng)?shù)讉?cè)比為80:20時(shí)，側(cè)壁燃燒器提供的熱量對溫度場的擾動(dòng)比較??；當(dāng)?shù)讉?cè)比為70:30時(shí)， 側(cè)壁燃燒器產(chǎn)生的熱流擾動(dòng)在局部增強(qiáng)，但對遠(yuǎn)處的爐管影響較??；當(dāng)?shù)讉?cè)比為60:40時(shí)，側(cè)壁燃燒器產(chǎn)生的熱流擾動(dòng)已在較大范圍對遠(yuǎn)處的熱場產(chǎn)生影響，同時(shí)爐管附近也受到一定程度的溫度不均的影響，此時(shí)一部分的熱量已沿著y方向進(jìn)入橫跨段，導(dǎo)致熱量浪費(fèi)。

圖3 裂解爐內(nèi)溫度分布云圖

圖4 裂解爐內(nèi)y方向溫度分布

圖5為不同底側(cè)比下的速度流線圖， 底部燃燒器的強(qiáng)射流在爐內(nèi)形成了較大煙氣回流。 隨著底側(cè)比的增大，側(cè)壁燃燒器對整體流場的擾動(dòng)隨之增大。

圖5 裂解爐內(nèi)速度流線圖

2.6 組分及污染物分析

圖6分別為y方向CO和O2的摩爾分?jǐn)?shù)曲線，可以看出，0～6 m處曲線相對較為吻合，底部燃燒器的燃燒狀態(tài)大致相同，8～12 m處有狀態(tài)差距較大，原因是側(cè)壁燃燒器能力相差較大。 隨著底側(cè)比的增大， 側(cè)壁燃燒器處的CO摩爾分?jǐn)?shù)略微增大，說明側(cè)壁燃燒器的燃燒區(qū)逐漸變大。

圖6 y方向CO、O2摩爾分?jǐn)?shù)曲線

圖7 展示了不同工況下NOx含量的變化（1ppm=0.001‰），可以觀察到，在底側(cè)比為80:20時(shí)，產(chǎn)生的NOx含量最高，隨著側(cè)壁燃燒器燃料占比的增加，NOx含量逐漸降低。 這是因?yàn)槿剂戏植荚骄鶆颍?爐內(nèi)整體溫度分布也更加均勻，相對高溫區(qū)域較少，減少了以熱力為主的NOx生成。 然而，不能單純追求低NOx含量，還需考慮爐內(nèi)溫度分布和火焰溫度性能的綜合因素。

圖7 不同底側(cè)比工況下NOx的濃度

2.7 火焰形態(tài)分析

3種工況下火焰形態(tài)基本相同。 底側(cè)比70:30時(shí)，圖8為爐膛內(nèi)的火焰鋒面圖，圖9為底部、側(cè)壁燃燒器速度云圖?？梢杂^察到，底部燃燒器形成的火焰呈空心圓柱形狀，與爐墻貼合且呈直立狀態(tài)，不發(fā)生飄移，并且與爐管的距離較遠(yuǎn)，火焰的高度約4 m；另一方面，預(yù)混式側(cè)壁燃燒器形成的火焰呈圓形扁平狀，并緊密附著在爐墻表面。預(yù)混式側(cè)壁燃燒器的引射火焰以V型對稱分布在圓形扁平火焰上方。

圖8 火焰鋒面形態(tài)

圖9 底部、側(cè)壁燃燒器速度云圖

從以上研究結(jié)果可以看出，底側(cè)比為70:30時(shí)可以提供較好的供熱效果，能夠滿足裂解爐要求的燃燒性能、工藝性能和環(huán)保性能。 根據(jù)實(shí)際燃燒器的設(shè)計(jì)，最終設(shè)計(jì)底側(cè)比為72:28。

3 熱態(tài)試驗(yàn)

熱態(tài)試驗(yàn)是燃燒器開發(fā)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，可以更直接有效地觀察燃燒狀態(tài)與測試燃燒器的相關(guān)參數(shù)（爐內(nèi)溫度分布、熱流密度曲線、煙氣中的污染物排放量等）。 經(jīng)過數(shù)值模擬和分析，制造出2臺(tái)底部燃燒器和6臺(tái)側(cè)壁燃燒器在熱態(tài)試驗(yàn)爐上進(jìn)行熱態(tài)試驗(yàn)，同時(shí)可以驗(yàn)證模擬結(jié)果和燃燒器設(shè)計(jì)的合理性。試驗(yàn)爐爐體凈高13.7 m、長3 m、凈寬2 m，其高度與實(shí)際裂解爐一致，長度方向可以容納2臺(tái)底部燃燒器并排放置， 寬度方向?yàn)榱呀鉅t寬度的一半（裂解爐寬度方向燃燒器布置為鏡像關(guān)系）。 爐膛內(nèi)布置多根換熱爐管以模擬裂解爐爐管。 在側(cè)墻沿爐高度方向開有24個(gè)熱電偶、3個(gè)壓力表和24個(gè)測試孔。 熱態(tài)試驗(yàn)爐總貌如圖10所示。

圖10 熱態(tài)試驗(yàn)爐

3.1 爐膛內(nèi)溫度分析

如圖11所示， 對熱態(tài)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與CFD模擬結(jié)果進(jìn)行對比，可見爐膛內(nèi)的溫度分布模擬值和試驗(yàn)值趨勢基本一致，爐膛0～6 m處基本吻合，6～12 m處試驗(yàn)值比模擬值整體要低20 ℃。導(dǎo)致誤差的原因可能是試驗(yàn)爐頂部密封不完全，漏風(fēng)降低了爐膛頂部的溫度。 并且條件限制試驗(yàn)時(shí)間較短（2～3 h），爐體溫度未完全穩(wěn)定。

圖11 爐膛溫度試驗(yàn)值與模擬值對比

3.2 爐膛內(nèi)縱向熱流密度曲線

熱流密度分布是指裂解爐爐膛內(nèi)沿爐膛高度單位時(shí)間、單位面積熱量傳遞的分布情況。 熱流密度分布不均勻會(huì)導(dǎo)致原料裂解不充分、 熱損失嚴(yán)重、爐管結(jié)焦、產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定等現(xiàn)象。 圖12為工藝要求的熱通量曲線與試驗(yàn)值的對比，可以看出，試驗(yàn)測試的點(diǎn)基本與工藝要求的區(qū)域重疊。

圖12 熱通量曲線

3.3 火焰形態(tài)

圖13展示了熱態(tài)試驗(yàn)中拍攝的底部燃燒器的燃燒狀況，可以觀察到，在冷態(tài)點(diǎn)火時(shí)，火焰表現(xiàn)出一定的剛性，不脫火、不發(fā)飄，并且不舔爐管；當(dāng)爐內(nèi)溫度達(dá)到1 250 ℃時(shí)，底部負(fù)壓已經(jīng)達(dá)到設(shè)計(jì)要求，此時(shí)火焰已不可見。 明亮區(qū)域表示燃燒反應(yīng)較為劇烈，特別是在燒嘴磚的上部可以觀察到明顯的亮區(qū)， 該區(qū)域被認(rèn)為是一次燃燒區(qū)， 而一次燃燒區(qū)的上方則有一個(gè)長度超過1 m的暗區(qū)，該區(qū)域煙氣混合了大量空氣。 在暗區(qū)之上，又可見較明顯的亮區(qū)，這個(gè)區(qū)域被認(rèn)為是二次燃燒區(qū)。 通過測量火焰周圍CO含量是否燃盡，可以估計(jì)燃燒區(qū)的火焰高度在4～5 m， 與上述模擬結(jié)果吻合。

圖13 底部燃燒器火焰

圖14展示了試驗(yàn)過程中拍攝到的側(cè)壁燃燒器燃燒狀況，可以觀察到，火焰與爐墻貼合并呈現(xiàn)輻射狀，較明亮的區(qū)域表示燃燒反應(yīng)較為劇烈，而火焰本身不易被觀察到，爐內(nèi)的煙氣保持通透。 側(cè)壁燃燒器頂部設(shè)置了多個(gè)噴孔，以特定角度將燃料噴射到爐膛的較大空間，從而形成負(fù)壓區(qū)域，將爐膛內(nèi)相對較低溫度的煙氣重新引導(dǎo)至燃燒區(qū)，以降低火焰的溫度。

圖14 側(cè)壁燃燒器火焰

4 結(jié)束語

筆者以裂解爐內(nèi)的燃燒情況為研究對象，利用流體力學(xué)模擬軟件Fluent研究了底部燃燒器和側(cè)壁燃燒器在裂解爐內(nèi)的燃燒性能，以及不同底側(cè)比工況下裂解爐內(nèi)的燃燒情況。 通過模擬得到最優(yōu)工況后，制備了一定數(shù)量的燃燒器，并在熱態(tài)試驗(yàn)爐上進(jìn)行了熱態(tài)試驗(yàn)，以驗(yàn)證其性能。 對結(jié)合空氣分級、燃料分級和煙氣再循環(huán)3種低NOx技術(shù)設(shè)計(jì)的新型用于裂解爐的低NOx燃燒器進(jìn)行了整體建模，并利用Fluent Meshing生成更適合燃燒模擬的網(wǎng)格。 利用Fluent流體仿真軟件對裂解爐內(nèi)的燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值研究。 研究了不同底部和側(cè)壁供熱比例（80:20、70:30和60:40）對裂解爐內(nèi)流場和熱場的影響。 研究結(jié)果表明，底側(cè)比為70:30時(shí)效果最佳，能夠滿足裂解爐要求的燃燒性能、工藝性能和環(huán)保性能。 最終，采用了底側(cè)比為72:28的供熱方案。 通過CFD模擬分析后，制造了2臺(tái)底部燃燒器和6臺(tái)側(cè)壁燃燒器在熱態(tài)試驗(yàn)爐上進(jìn)行了熱態(tài)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果相吻合，證實(shí)底部燃燒器和側(cè)壁燃燒器能夠滿足裂解爐要求的燃燒性能、工藝性能和環(huán)保性能。