乙烯裂解爐用圓形低NOx 燃燒器燃燒情況數值模擬

劉韞硯 毛小亮 孫建兵

（天華化工機械及自動化研究設計院有限公司）

乙烯裂解爐是乙烯裝置的核心設備之一，爐內的燃燒情況決定著乙烯裂解爐的運行情況。近年來，隨著環保要求的提高，燃燒器燃燒產生的污染物的排放標準越來越嚴格，因此對燃燒器的設計及制造提出更高的要求。目前，低NOx燃燒器已普遍應用于現役乙烯裂解爐中，因此進一步開發新型低NOx燃燒器，實現低污染物排放已成為學者們重點關注的問題。

通常燃燒器的設計主要采用半經驗方法：依據燃燒器的能力、燃料組成、壓力和溫度通過公式計算得到噴孔直徑；根據所需的火焰形狀和熱流密度布置燒嘴；通過熱態試驗驗證設計的合理性并加以修正，經過多次反復修正和試驗最終運用在實際裝置中［1］。整個過程較為繁瑣。

CFD是模擬流體流動、傳熱及其他附加的物理化學現象的工具［2］，同樣也適用于乙烯裂解爐內的燃燒模擬。CFD數值模擬的優勢在于：可以快速高效地進行多方案比較；可以得到流場內各個位置上的基本物理量的分布情況；相比于傳統的試驗方法可以極大地降低研發費用、提高研發效率［3］。

以裂解爐為研究對象，其圓形底部燃燒器為擴散式燃燒器，采用燃料分級和煙氣再循環的方法降低NOx排放量。該底部燃燒器可單獨使用于裂解爐中，也可與側壁燃燒器聯合使用。筆者運用CFD技術對爐內的燃燒情況進行數值模擬，得到爐內的燃燒流動和溫度分布情況，從而為低NOx燃燒器的研發和設計提供依據。

1 前處理

1.1 幾何模型

采用通用三維建模軟件建立幾何模型，圖1為底部燃燒器整體幾何模型，圖2為底部燃燒器燒嘴磚處的局部放大圖。底部燃燒器共有8個噴頭環繞于燃燒器外側，每個噴頭都包含1個一級噴孔和3個二級噴孔，燒嘴磚上有多個半圓形缺口用于穩定火焰，空氣從燃燒器底部進入，先與一級噴孔中噴出的燃料在燒嘴磚內混合后富氧燃燒，空氣離開燒嘴磚后再與噴頭上二級噴孔中噴出的燃料進行燃燒。為了簡化模型方便計算，建模時忽略了長明燈、風門等輔助部件。圖3為裂解爐整體的幾何模型，本次共模擬了8臺燃燒器在裂解爐內共同燃燒的情況。

圖1 底部燃燒器整體幾何模型

圖2 底部燃燒器燒嘴磚處局部放大圖

圖3 裂解爐整體幾何模型

1.2 網格劃分

將建好的幾何模型導入專業的軟件中進行網格劃分，本次模擬采用ICE CFD軟件對幾何模型進行網格劃分。

網格的優劣對計算結果的精準度影響較大。由于計算機性能的限制，網格數量往往不能過多，在有限的條件下需優化網格分布，使幾何形狀突變處和關鍵部位的網格盡可能密集，而相對形狀規整的區域則可以適當減少網格。一臺裂解爐往往包含幾十個底部燃燒器和側壁燃燒器，由于裂解爐爐膛本身具有對稱性，為了節省資源，本次僅對8個底部燃燒器聯合供熱的情況進行模擬。模型大部分采用的是六面體網格，六面體網格為結構化網格，數量及大小易于人為控制，能夠在形狀突變處和關鍵區域增加網格數量，在非關鍵區域減少網格數量。

由于燃燒器的復雜性，網格是分塊進行劃分的。在爐膛與底部燃燒器之間、燃燒器噴頭與燃燒器之間采用四面體網格劃分，四面體網格的優勢在于它是非結構化網格，可由電腦自動生成，可以連接兩個不同的六面體網格邊界，使網格節點一一對應，但四面體網格數量和質量不易于人為控制。四面體網格與六面體網格之間有一層棱柱體網格過渡，用于連接兩種不同的網格結構。單個底部燃燒器的網格數為564 468個，模型整體網格數為10 524 870個。圖4為底部燃燒器燒嘴磚處網格劃分情況，圖5為噴頭二級噴孔處的網格劃分情況。

圖4 底部燃燒器燒嘴磚處網格劃分

圖5 噴頭二級噴孔處網格劃分

1.3 計算條件設置

計算條件包括計算模型的選取和邊界條件的設定［4］。本次模擬采用CFX商用軟件，軟件中的計算模型是針對各種流動、傳熱、輻射模型設定的一系列計算程序，對不同的燃燒流動情況需選取相適應的計算模型。

本次模擬采用的模型為甲烷空氣反應模型（Methane Air WD2），同時考慮氫氣與空氣的反應模型（Hydrogen Air），流動模型采用k-ε紊流模型，燃燒模型采用有限速率漩渦耗散模型（Finite Rate Chemistry and Eddy Dissipation），輻射模型采用離散傳播輻射模型（Discrete Transfer）。

邊界條件設置為：底部燃燒器進口處分別給出燃料和空氣的質量流量和溫度；爐膛出口給出負壓平均值（-25 Pa）；爐膛兩側端面設為對稱面；爐管表面給出溫度沿高度方向的變化規律；其余壁面默認設為絕熱。

1.4 NO生成模型

NO生成機理有很多種，如熱力型、快速型、燃料型等。其中，燃料型NO是由燃料中的HCN根分解得到的，然而裂解爐用燃燒器使用的燃料一般為甲烷和氫氣，故無法生成燃料型NO。因此筆者主要介紹熱力型NO和快速型NO的生成機理及湍流對NO生成的影響。

1.4.1 熱力型NO

CFX中熱力型NO生成機理涉及3個反應，分別為O+N2→NO+N （反應1）、N+O2→NO+O （反應2）、OH+N→NO+H （反應3），3個反應的反應速率計算式分別為：

其中，T為溫度，單位K。

熱力型NO的生成速率主要受反應1的限制，反應1生成的N會迅速參與反應2或反應3，因此反應1完成1次后會迅速生成兩份NO。

CFX中熱力型NO總生成量SNO，thermal表達式為：

其中，kthermal為熱力型NO的生成速率，其值kthermal=2k1，WNO為NO的摩爾質量，［O］和［N2］分別為O和N2的摩爾濃度。

其 中，SNO，thermal，O2為 采 用 有 限 速 率 漩 渦 耗 散 模型時熱力型NO的總生成量，kthermal，O2為采用有限速率漩渦耗散模型時熱力型NO的生成速率。

1.4.2 快速型NO

快速型NO是由CH根與氮氣反應生成HCN，隨后HCN被氧化后所生成的。反應過程非常復雜，反應機理可簡化為CH+N2→HCN+N，HCN+O2→NO+…

CFX中快速型NO總生成量SNO，prompt表達式為：

其中，kprompt為快速型NO的生成速率；［Fuel］為燃料的摩爾濃度；W為混合物的平均摩爾質量；ρ為混合物密度；系數Aprompt和TA，prompt的取值與燃料有關，當燃料為甲烷時，Aprompt=6.4×1061/s，TA，prompt=36510 K。

1.4.3 湍流的影響

當流體處于湍流狀態時，溫度的波動對NO的生成速率有著顯著影響。對于熱力型和快速型NO，其影響尤為明顯，因此溫度的波動，特別是正向波動會急劇增加NO排放。在CFX中，運用統計學方法考慮溫度的波動。為了計算NO生成的平均速率，運用假設的概率密度函數：

其中，［Tl，Tu］為溫度范圍，默認取值為300～2 300 K，在實際應用時可將溫度范圍控制在物料進口溫度和燃燒絕熱溫度之間；函數P（T）較為復雜，詳細方程參見文獻［5］；κ（T）為反應速率函數。

2 迭代計算

計算機模擬技術實質上是將求解方程中的連續問題離散成不連續問題，然后迭代計算求解。迭代計算方法包括有限差分法、有限元法和有限體積法［6］。CFX采用基于有限元的有限體積法，在有限體積法的守恒特性基礎上，吸收了有限元法的數值精確性。迭代計算由計算機完成，在計算過程中只需設置相應的計算方法、計算步長，觀察計算曲線的走勢，調整參數使計算收斂即可。

3 后處理

3.1 火焰形狀及溫度分布

由于火焰形狀無法用一個參數準確地表示，因此在工程上往往取一氧化碳摩爾分數的等值面來表示，當一氧化碳摩爾分數為某值時得到的火焰形狀如圖6所示。從圖中可以看出，底部燃燒器8個噴頭噴射形成的火焰較為剛直，在爐膛壁面附近形成一個平行于爐管壁面的高溫區域，這樣的火焰形狀既有利于高溫區域向爐管輻射熱量，同時還不會發生火焰接觸爐管而將爐管燒壞的情況。

圖6 火焰形狀

圖7為爐膛內兩個方向上的溫度分布情況，可以看出，爐膛內高溫區域集中在火焰燃燒區，在遠離火焰區域溫度較均勻。

圖7 爐膛溫度分布云圖

3.2 流場及速度場

圖8、9分別為爐膛內的流場和速度場。可以看出，底部燃燒器噴孔中燃料高速噴出，在爐膛壁面同爐管之間形成了回流區，爐膛內的煙氣被帶動不斷循環，回流的煙氣從底部燃燒器燒嘴磚回流通道重新進入燃燒區，與燃料氣混合，有利于降低火焰區域的溫度，從而降低了NOx的排放量。

圖8 爐膛內的流場分布圖

圖9 爐膛內的速度場分布圖

3.3 爐膛內煙氣濃度分布

一氧化碳為燃燒的副產物，其在爐膛中的濃度能反映出爐膛內的燃燒是否完全。圖10為爐膛中CO含量的分布情況，可以看出，火焰區域CO濃度較高，遠離火焰區域濃度快速降低，在爐膛頂部出口處濃度極小（摩爾分數僅為2.3×10-7），爐膛內燃燒完全。圖11為爐膛內氧含量的分布情況，可以看出，氧氣在燃燒區域快速消耗，由于計算時設置了10%的過剩空氣量，因此在爐膛出口處仍有1.8×10-2（摩爾分數）的氧氣剩余。

圖10 一氧化碳含量分布圖

圖11 氧含量分布圖

3.4 輻射強度曲線和NOx排放量

燃燒器的排布及結構形式的調整都是為了能夠給爐管提供更均勻的熱量分布，爐管主要依靠火焰輻射傳熱的方式被加熱，均勻的輻射強度分布能夠延長爐管的使用壽命和減少結焦的形成，有利于延長裂解爐的操作周期。圖12是在爐管表面處做出的輻射強度隨爐膛高度的變化曲線。由于本次模擬僅采用了底部燃燒器，因此輻射強度較高的區域集中在爐膛的中下部，可以看出，在靠近爐管面附近輻射強度沿爐膛高度方向分布均勻度在80%以上，燃燒器輻射加熱爐管的效果良好。

圖12 輻射強度隨爐膛高度的變化曲線

4 結果對比分析

為了驗證CFD模擬結果的準確度，在試驗爐內進行了兩臺底部燃燒器聯合供熱的熱態試驗。

CFD模擬得到的NOx排放量略小于熱態試驗和工程應用的實測值，這是由于模型中僅考慮了燃料為CH4時的熱力型、快速型NOx的生成情況，而在試驗和工程應用中還有少量的H2等燃料，這些額外燃料的燃燒會影響爐膛內溫度的波動及爐膛內絕熱溫度的大小，如需使NOx模型更接近實際情況，可適當調整模型中熱力型、快速型NOx生成方程中的反應速率參數，另外也可調整概率密度函數中的溫度積分范圍，使其更加接近真實情況。

5 結束語

筆者采用CFD模擬軟件，模擬了某裂解爐內8個圓形底部燃燒器聯合燃燒的情況，得到了爐膛內的燃燒流動和溫度分布。模擬結果與試驗及工程應用結果吻合較好，證明了模型選取和參數設置是合適的。通過對計算結果的分析可以判斷燃燒器的選型是否正確，噴頭的空間布置是否合理，噴孔的大小及角度是否合適，通過調整以上幾個參數可以達到優化燃燒器設計的目的。本次模擬研究的燃燒器具有一定的代表性，模擬計算方法和結果可為燃燒器的研發和設計提供一定的依據。