海上平臺強引射放空火炬結構優化研究

馬家樂，王宗明，馬卓群，賴金鑫

(1.中國石油大學(華東)新能源學院，山東 青島 266580；2.山東億維新材料有限責任公司)

目前,世界能源形勢日益嚴峻,國內外海洋油氣開發正在迅猛發展,由于油藏的地質因素和成藏條件的不同,海上油田所開采出的原油和伴生氣性質存在差異,導致放空火炬燃燒不充分,并且在燃燒的過程中會產生不同程度的黑煙。隨著對石油開采過程環保要求的日益提高,放空火炬黑煙問題成為限制海上油氣田生產的瓶頸[1-4]。陸上火炬大多采用向火炬中通入高壓蒸汽使黑煙沉降的方式消除黑煙,而海上平臺由于空間限制,無法增設蒸汽系統,也不允許黑煙沉降,因此迫切需要對海上平臺無煙放空火炬進行研究。

目前,關于放空火炬的研究在國內外已取得了一定的成果。Archer等[5]和Kovash等[6]開發了兩種火炬污染物排放檢測系統,可通過控制空氣供給量,強化燃燒效果,減少有機廢物的排放;Karkow等[7]開發了一種火炬燃燒器,在殼體出口處設置多孔板,保證了燃燒火焰的穩定;Bacon[8]提出了一種氣體輔助強化火炬燃燒裝置,強化燃氣與周圍空氣的混合,提高燃燒效率,減少黑煙的生成。張丙忠等[9]提出了一種應急放空火炬燃燒器,通過設置混合器和穩焰器,燃燒穩定充分,不易產生黑煙;周龍等[10]和高莉[11]對火炬頭結構進行了優化,將蒸汽引入火炬頭內部,在卷吸空氣,加快與空氣混合的同時,可以達到消煙的目的;王瑞星等[12]和斯文杰等[13]開發了兩種預混式火炬燃燒器。前者利用預混燃燒室使酸性氣與空氣充分預混燃燒,提高了酸性氣的燃凈率;后者燃燒器燃氣采用多噴嘴多級噴入,加強了燃氣與空氣的預混,降低了火焰長度,減少了有害燃燒產物排放。

國內外學者關于改變放空火炬結構以減少黑煙排放方面的研究較少。鑒于此,本課題基于引射增氧機理提出一種三級引射放空火炬,并對其筒體擴張角、防風罩間隙、文丘里引射器數量、火炬氣主排放管道深度等結構參數進行優化探索研究。

1 計算模型

1.1 幾何模型

依據海上平臺常見作業參數[14],取放空氣流馬赫數為0.3、火炬的最大排氣量為15 000 m3/h,基于引射增氧機理,提出多級引射混合方案,構建三級引射火炬頭結構,具體結構和尺寸見圖1。

圖1 火炬結構示意1—防風罩; 2—文丘里引射器; 3—主放空管; 4—二級引射器; 5—一級引射器

1.2 模型網格劃分

放空火炬的流動燃燒過程主要包括火炬頭內部的燃氣與空氣的混合過程及火炬頭上方的燃燒過程。根據模型的結構特性,將整個計算區域按火炬頭和流動燃燒區兩部分劃分網格?；鹁骖^結構比較復雜,采用非結構化網格劃分,對局部區域的網格進行加密處理;流動燃燒區的形狀比較簡單,采用結構化網格劃分。網格劃分如圖2所示。

圖2 網格劃分示意

1.3 控制方程

不論流體處于何種流動狀態,流動都受到質量守恒方程、動量方程和能量方程的制約,其通式見下式。

(1)

式中:ρ為流體密度,kg/m3;φ為通用形式的變量;div(u)為速度場散度;u為速度,m/s;Jφ為輸出通量;Sφ為源項。

1.4 模型選擇

燃燒模型選用部分預混燃燒模型。本課題重點對燃燒過程中產生的黑煙進行模擬研究,選用Moss-Brookes模型進行燃燒過程中的煙灰預測。輻射模型采用DO輻射模型。

湍流模型選取Realizablek-ε模型,相比于標準模型,此模型能夠更準確地模擬射流撞擊、分離流、二次流、旋流等中等復雜流動。

1.5 邊界條件

主放空管燃氣(石油伴生氣)入口采用速度入口,速率為50 m/s,燃氣的組成如表1所示。空氣入口均采用壓力進口,壓力為常壓;燃燒域部分采用壓力出口;文丘里引射器入口采用速度入口,速率為32 m/s。

表1 燃氣的組成 φ,%

1.6 網格無關性驗證

選取5種不同數量(1.09×106,1.43×106,1.78×106,2.09×106,2.30×106)的網格模型,采用相同的邊界條件和計算模型,以燃燒域中軸線上一點的溫度值作為判定標準,進行網格無關性驗證,結果如圖3所示。由圖3可以看出,當網格數量大于1.78×106時,監測點的計算溫度值基本保持不變。因此,選擇網格數量為1.78×106進行分析研究。

1.7 模型正確性驗證

基于文獻[15]研究對象,采用CH4作為燃料,選取直徑為2 mm的噴管,CH4射流雷諾數為2 891,空氣流速為0.11 m/s,火焰前緣的位置由反應進程變量χ確定[16]。

數值模擬測得最大火焰溫度(Tmax)為1 960 K,按反應進程變量0.7計算可得火焰前緣位置溫度為1 462 K?；鹧嫘螤钤囼瀳D[15]與數值模擬結果的對比如圖4所示。文獻[15]中測得的黃色火焰的高度為350 mm,模擬得到溫度為1 462 K時的等值線高度為380 mm,與試驗值的相對誤差為8.6%,說明本課題選取的計算模型具有足夠的準確性。

圖4 火焰形狀對比

2 基本型火炬計算結果及分析

對基本型火炬結構進行數值模擬,得到中截面上火炬頭內部的速度分布如圖5所示。由圖5可以看出,在主排放管道和引射器兩側的空氣流道內,空氣的流速(v)較高,大量空氣被引射進入火炬頭內與放空氣體混合。經計算可得進口A,B,C的空氣體積流量分別為0.47,1.01,0.54 m3/s,進口B的空氣流量最高,說明輔助引射器在火炬頭內的引射效果最好。防風罩內側的空氣進口C由于其面積較大,導致其引射量也較大。計算得到火炬結構的引射系數為0.77。

圖5 火炬頭內部中截面速度分布

中截面上的溫度分布情況如圖6所示。由圖6可以看出,火焰剛直,燃燒穩定。高溫區與火炬頭的距離較大,這是由于火炬氣的流速很高,遠大于燃燒火焰的傳播速度,導致燃燒發生的區域與火炬頭存在一定距離。在不發生脫火的前提下,有利于延長放空火炬的使用壽命,防止火炬頭被燒壞。根據反應進程變量χ計算得到圖中所示的火焰面輪廓線,計算得到其燃燒火焰高度為32.9 m。

圖6 中截面上溫度分布

圖7為中截面上的NO和碳煙的分布情況。由圖7(a)可以看出,NO在中部含量最大,并從中心向四周逐漸遞減。這是因為,在中部區域燃燒溫度最高,而NO含量隨著溫度的增加呈指數增長趨勢。由圖7(b)可以看出,碳煙含量分布的輪廓線為火焰面形狀,碳煙主要分布在燃燒火焰的上游,并且主要位于中心軸線上,表現為在燃燒區域中部含量最高,且從中心向四周遞減。

圖7 NO和碳煙分布情況

碳煙的產生有聚集和氧化兩個過程,聚集過程與多環芳烴的含量相關,·H自由基在多環芳烴的形成過程中起到鏈接作用。碳煙的氧化過程主要受到·OH自由基和O2含量的影響。圖8所示為中軸線上·OH自由基與·H自由基隨高度的分布情況。由圖8可以看出,在燃燒區域上游,·OH自由基的生成量小,·H自由基的生成量較大,促進了多環芳烴的形成,進而生成碳煙,表現為碳煙濃度隨高度增加。隨著高度的增加,燃燒反應更加劇烈,·OH自由基含量急速增加,使得碳煙氧化,含量降低。

圖8 中軸線上·OH和·H的分布

3 結構優化分析

3.1 正交分析

根據強引射火炬頭的結構形式特點,并結合上述文丘里引射器引射特性影響因素,選取筒體擴張角(A)、火炬氣管道深度(B)、文丘里引射器數量(C)和防風罩間隙(D)這4個因素作為正交分析對象,分別對其選取不同的取值,探究火炬頭的燃燒特性。4個因素的具體表示見圖9。

圖9 正交分析各因素的示意

以上述火炬結構的尺寸為標準,在一定范圍下改變各因素的取值,最終確定正交分析試驗各因素的水平取值如表2所示。

以火炬頭出口截面上的平均CH4質量分數為目標參數,CH4的含量越低,說明其引射的空氣量越大。選取四因素三水平的正交表進行試驗設計,共需9次試驗。正交試驗結果見表3。正交試驗極差分析結果見表4,表中k值為同一因素在3種不同水平下的均值。

表3 正交試驗結果

表4 正交試驗極差分析結果

比較4個因素在不同水平下的R,可以得出,改變因素的取值大小對火炬頭引射性能的影響由大到小的順序為A>C>D>B。比較每個因素k值,可以得到每個因素的水平與引射的關系。當筒體擴張角從5°增加到9°時,火炬頭的引射性能先增加后減小;當防風罩間隙從127 mm增加到207 mm時,火炬頭的引射性能單調增加;當文丘里引射器的數量由6增加到10時,火炬頭的引射性能先增加后減小;當火炬氣主排放管道的深度由162 mm增加到242 mm時,引射器的性能單調增加。由正交分析結果可知,引射性能最佳的結構參數組合為:筒體擴張角7°,防風罩間隙207 mm,文丘里引射器數量8,火炬氣主排放管道深度242 mm。

3.2 結果分析

根據上節正交分析得到的最優組合參數重新進行模擬研究,優化后空氣進口A,B,C的體積流量分別為0.54,1.15,0.64 m3/s,相比優化前3個進口的空氣引射量均有所增加。計算燃氣流量和被引射空氣流量得到引射系數為0.89,相比原始結構下有所增加,說明正交分析有效地提升了火炬頭的空氣引射性能。

圖10為火焰中截面上的溫度分布情況,圖11為基本型與優化型火焰中軸線上溫度對比情況。由圖10和圖11可以發現,整體的溫度分布與原始結構基本一致,但優化以后相比基本型火焰高度有所降低。這是由于優化結構后的火炬頭在其內部引射了更多的空氣,使得火炬氣與空氣在流動過程中的混合加快,燃燒反應的區域向上游移動,增加了燃燒的穩定性。

圖10 中截面上溫度分布情況

圖11 優化前后不同高度火焰溫度對比

圖12為基本型與優化結構后的火炬頭在燃燒過程中,火焰中軸線上的碳煙質量分布情況。由圖12可以看出,經過正交分析后,優化型的碳煙分布與基本型的分布趨勢基本一致,表現為中間含量高,兩側含量低。但碳煙質量分數的峰值從2.2 mg/g下降到1.5 mg/g,碳煙的生成量明顯降低,說明正交優化后的火炬燃燒器結構在降低碳煙方面有明顯的效果。

圖12 優化前后碳煙質量分數對比

圖13為優化結構下火炬中截面上的碳煙分布云圖。由圖13可以看出,在火焰面外側,碳煙的質量分數小于0.2 mg/g,根據文獻[17]描述,當數值模擬結果中火焰面上碳煙的質量分數小于0.45 mg/g時,在試驗中已觀察不到黑煙現象。可見,本研究所開發的火炬結構對黑煙有明顯的抑制作用。

圖13 碳煙分布云圖

4 結 論

(1)對基本型的火炬流動與燃燒過程進行模擬分析,結果表明火炬頭的引射效果明顯,火炬整體結構的引射系數為0.77,確保了火炬點火燃燒的穩定性。

(2)對基本型火炬正交試驗優化得出,各結構參數對火炬頭引射性能的影響由大到小的順序為筒體擴張角>引射器數量>防風罩間隙>火炬氣管道深度;引射性能最佳的結構參數組合為:擴張角7°、防風罩間隙207 mm、文丘里引射器數量8、火炬氣主排放管深度242 mm。

(3)對最優結構參數組合的火炬結構進行數值模擬分析,計算得到引射系數為0.89,引射性能增強。碳煙質量分數的峰值從2.2 mg/g下降到1.5 mg/g,火焰面上的碳煙質量分數小于0.2 mg/g,火炬燃燒器結構在降低碳煙方面有明顯的效果,達到降低黑煙的目的。