乙烯裂解爐輻射段燃燒流場的三維數(shù)值模擬

1、乙烯裂解爐輻射段燃燒流場的三維數(shù)值模擬乙烯裂解爐輻射段燃燒流場的三維數(shù)值模擬周瀚章，賈志剛（北京化工大學化學工程學院，北京 100029）摘要：摘要：本文用FLUENT6.2計算流體力學軟件對燕山石化公司E-BA-107乙烯裂解爐輻射段內(nèi)的流動和燃燒做了三維數(shù)值模擬研究。為保證計算的準確性，建立了與裂解爐實際尺寸完全一致的幾何模型，計算中采用了標準湍流模型、DO輻射模型以及Finite-rate/Eddy-dissipation燃燒反應模型等計算模型。通過計k算,獲得了爐膛內(nèi)的溫度、速度分布及煙氣組分, 其中煙氣的出口溫度和組分與設計手冊一致，表明本文的數(shù)值模擬有較高的精度，具有重要的工程實際

2、意義。關鍵詞關鍵詞：乙烯裂解爐 ； 燃燒； 計算流體力學； 三維數(shù)值模擬中圖分類號中圖分類號：TQ 0181 前言裂解爐是乙烯生產(chǎn)裝置中的一個關鍵設備，其性能對乙烯收率有重大影響。在裂解爐輻射段，既存在側(cè)壁燃燒器和底部燃燒器的劇烈的燃燒反應，又存在裂解爐管中原料發(fā)生裂解反應造成的大量吸熱，這就使其中的流動和燃燒現(xiàn)象極為復雜，用實驗和現(xiàn)場測量的方法很難捕捉具體的燃燒細節(jié)，隨著計算機硬件和計算流體力學( CFD )技術的發(fā)展, 近年來國內(nèi)外已開始用數(shù)值模擬的方法研究乙烯裂解爐輻射段的詳細流體流動、傳熱和燃燒反應過程。Plehiers 等1用蒙特卡洛輻射換熱模型模擬了乙烷裂解制乙烯的過程，并將爐膛內(nèi)

3、的輻射換熱和爐管內(nèi)的裂解反應進行了耦合計算，但在進行爐膛輻射計算時，把各個燃燒器簡化為輻射點源。Heynderickx 等2-3用區(qū)域法模擬了乙烯裂解爐內(nèi)的燃燒流場，提出了底部燃燒器長火焰對流場的作用，Stefanidis 等4模擬了裂解爐輻射段的燃燒流場，得出渦流耗散模型（EDC-DRK）比渦流破碎模型（EBU-SRK）模擬結(jié)果更為合理，但他們建立的模型只有底部燃燒器，沒有側(cè)壁燃燒器，而且模型網(wǎng)格過于簡單，沒有體現(xiàn)裂解爐的實際構造。程相杰等5對乙烯裂解爐輻射段的 1/6 部分進行了冷態(tài)流場數(shù)值模擬，只是定性分析了流場，其結(jié)果只能反映爐體內(nèi)的部分流動特性。藍興英等6和吳德飛等7對乙烯管式裂解爐

4、進行了數(shù)值模擬，得到了裂解爐內(nèi)的速度、溫度及煙氣組份的分布情況，但對裂解爐的結(jié)構做了過多簡化，將反應管簡化為直管，沒有考慮橫跨段，煙氣直接從裂解爐上部排出且對側(cè)壁燃燒器也作了簡化，這些均與裂解爐的實際情況差別較大，會影響到計算結(jié)果的速度、壓力分布及傳熱計算精度，使計算結(jié)果與實際運行工況差別較大，也就失去數(shù)值模擬的工程實際意義?；谏鲜銮闆r，本文以燕山石化公司E-BA-107乙烯裂解爐輻射段為研究對象，完全按照裂解爐的工程圖紙建立了用于數(shù)值模擬的幾何模型，通過計算來獲得裂解爐內(nèi)更符合實際的溫度、速度及組分濃度分布情況，以期為以后裂解爐的進一步研究打下基礎，同時也為裂解爐的實際生產(chǎn)、設計和優(yōu)化提供

5、參考。2 模型的建立2.1 幾何模型 考慮到裂解爐爐體結(jié)構的對稱性，取其一半用GAMBIT2.2建立如圖1所示的幾何模型，模型尺寸為4963 mm5500 mm12000 mm，爐體前后兩側(cè)墻上分別安置了12個側(cè)壁燃燒器，燃燒器以一定距離排開，上下共3排，在爐體底部安置有兩排共12個底部燃燒器，裂解爐管為GK5分枝型爐管，共有兩組，安置在爐膛中央部位，圖2所示為爐膛底部爐管連接及底部燃燒器的詳細布置情況。裂解原料氣入口在爐體頂部，出口位于一側(cè)墻上，爐體另外兩個面一個是對稱面，另一個是爐體壁面，爐體底面中心處坐標為（0，0，2.8 m） ，出口方向為正Z方向，各側(cè)壁燃燒器的軸線方向為X方向。圖3

6、為側(cè)壁燃燒器外形圖，內(nèi)設導流筒，燃燒器開孔有兩個部位，開孔位置1有5 mm圓孔共108個，分3排，每排36個等距離布置，其中，圓孔與燃燒器軸心線有80的傾角，開孔位置2方孔2.5 mm20 mm共90個，與軸心線垂直。圖4為底部燃燒器外形圖，有5個噴頭，中間部位的噴頭有5個噴孔，Z向位置較低，位置較高的兩個噴頭各有3個噴孔，余下的兩個噴頭各有兩個噴孔。為保證計算的準確性，在劃分網(wǎng)格時對爐管和燃燒器部位分別進行了加密。 圖1 裂解爐幾何模型示意圖 圖2 爐管連接和底部燃燒器布置Fig.1 Geometry model of the cracking furnace Fig.2 Distribut

7、ion of reactor tubes and bottom burners 圖3 側(cè)壁燃燒器外形 圖4 底部燃燒器外形Fig.3 Side wall burner diagram Fig.4 Bottom burner diagram 2.2 計算模型2.2.1 基本方程燃燒是包含激烈化學反應的流動過程，它們都遵守物理和化學基本定律，即質(zhì)量、組分、動量和能量的守恒定律。Fluent6.2在計算過程中，需要解連續(xù)性方程、動量方程、能量方程以及組分方程等，壓力和速度的耦合采用SIMPLE算法，總的方程表達式8如下所示： （1） Szzyyxxwzvyuxt)()()()()()()(其中，、的

8、含義詳見文獻8S2.2.2 湍流模型 在計算中,湍流模型方程采用Launder和Spalding提出的標準雙方程模型。k湍動能方程： ijijjitjtjxuxuxuxxDtD （2）湍動能耗散率方程： （3）221CxuxuxuCxxDtDijijjitjtj其中,上式幾個經(jīng)驗常數(shù)的標準取值為：3 . 1, 0 . 1,09. 0,92. 1,44. 121CCC2.2.3 燃燒模型計算采用燕山石化E-BA-105-108裂解爐設計與操作手冊中提到的設計燃料氣組成：甲烷92.8%，氫氣7.2%，以完全燃燒計，氧氣過量8%。甲烷及氫氣燃燒時的反應方程如下所列，其中，甲烷與氧氣的燃燒采用二步法9

9、。CH4+1.5O2CO+2H2O （4）CO+0.5O2CO2 （5） H2+0.5O2H2O （6）燃燒模型采用了Finite-rate/Eddy-dissipation（有限速率/渦耗散）模型，F(xiàn)inite-rate是用Arrhenius方程來表征化學動力學因素，對于一個反應來說，其反應速率由指前因子和活化能決定。Eddy-dissipation即渦流耗散模型10來表征反應物及產(chǎn)物的湍動狀況和分子擴散等因素，在具體計算過程中，反應速率取二者較小值。2.2.4 輻射模型輻射模型采用了離散坐標模型, 離散坐標法是基于對輻射強度的方向變化進行離散，通過覆蓋整個4立體角的一套離散方向上的輻射傳遞

10、方程求解，其輸運方程（RTE）11為： （7） 40s42sd),(),(4),(sssrITnsrIssrI， 其中，上式左邊第一項表示輻射強度的梯度，第二項表示介質(zhì)吸收和散射引起的輻射強度的衰減，右邊第一項表示介質(zhì)發(fā)射引起輻射強度的增強，第二項表示由于其它方向的輻射而引起的r方向上輻射強度的增強。3 物料物性取值甲烷及氫氣燃燒時，燃燒室整個流場特別是火焰附近溫度、速度、壓力等參量變化較大，在計算中考慮了物性參數(shù)隨溫度的變化。此外，火焰的熱輻射與火焰中介質(zhì)的溫度以及介質(zhì)的輻射吸收和散射的能力都有關系?；鹧娴妮椛湮罩饕且揽咳託怏w分子CO2和H2O，吸收系數(shù)Ka可用下列經(jīng)驗公式12來計算

11、： （8）22222CO0HCOOHOH100037. 011 . 0/78. 0appTgplppppK4 邊界條件根據(jù)設計手冊，裂解爐側(cè)壁燃燒器為預混燃燒，混合氣入口速度 11.788 m/s，溫度 298 K，底部燃燒器為非預混燃燒，空氣入口速度為 1.2 m/s，各噴頭入口燃料氣壓力為 0.27 MPa（表壓），裂解爐出口壓力為-50 Pa（表壓）。另外，裂解爐爐膛壁面有耐火磚、保溫磚、保溫棉以及金屬壁面構成，根據(jù)其厚度、導熱系數(shù)以及爐體內(nèi)外壁面的平均溫差取近似熱流量為-883 w/m2，裂解爐管壁面按操作手冊上的溫度分布給定。5 計算結(jié)果和分析經(jīng)過計算，得到了裂解爐內(nèi)溫度、速度及煙氣

12、組分等參量的流場值，考慮到裂解爐輻射段的結(jié)構特點，為便于顯示各參量的變化情況，取 Y=1.1 m 和 Z=9.31 m 的兩個截面作為參考面(以下分別簡稱 S 截面和 F 截面)，S 截面同時通過側(cè)壁燃燒器和底部燃燒器，F(xiàn) 截面通過中間一層側(cè)壁燃燒器的軸線，同時，在 S 截面上, 取 X=1.7 m（A）和 X=0.1 m（B）的兩個位置 Z 向的直線來顯示各參量的變化趨勢，其中，A 線通過側(cè)壁燃燒器和底部燃燒器火焰高溫部位，B 線靠近爐體中央。5.1 溫度分布圖 5 為 S 面溫度分布等值線圖，側(cè)壁燃燒器和底部燃燒器的出口部位是燃燒區(qū)，溫度較高，火焰最高溫度達到 2050 K，底部燃燒器的燃

13、料氣流噴出速度很高，從而使火焰高度接近 3 m 左右，隨著燃燒氣流的上升，溫度逐漸降低，到達一定高度后由側(cè)壁燃燒器的燃燒來補充熱量。側(cè)壁燃燒器燃燒混合氣的進入量較少，燃燒區(qū)域較小，而且下緣部位由于受到高速的底部燃燒射流的沖擊作用，形成一個旋渦。側(cè)壁燃燒器和底部燃燒器的燃燒作用使附近爐體墻面溫度升高，給裂解爐管提供了一個較為均勻的輻射面。在爐體中央，由于裂解反應的強烈吸熱，使得爐墻到爐管的空間上形成明顯的溫度梯度，特別在爐管底部，裂解反應最為劇烈，吸收的熱量也最多，形成了一個較低的溫度區(qū)域。圖 6 為 F 面溫度分布等值線圖, 在每個側(cè)壁燃燒器兩側(cè)，有燃燒高溫區(qū)，由于來自下部氣流的向上沖擊作用，

14、火焰形狀稍向爐里側(cè)傾斜，火焰高溫區(qū)域范圍較小，離燃燒器較遠的部位溫度逐漸降低，但在沿著兩側(cè)墻面方向上，高溫區(qū)域相互交迭，形成了高溫帶，在中間部位，由于爐管吸熱煙氣溫度下降，從而在爐管周圍形成了一個較低的溫度區(qū)域，這與圖 5 討論的情況一致。 圖 5 S 面溫度分布 圖 6 F 面溫度分布Fig.5 Temperature distribution on plane S Fig.6 Temperature distribution on plane F圖 7 所示為幾個火焰部位的溫度變化情況，氣流從底部燃燒器進入時，溫度為入口氣溫，隨著底部燃燒器的燃燒，溫度升高很快，經(jīng)過高溫區(qū)后又開始下降，隨后

15、 3 個側(cè)壁燃燒器的熱量補充，使氣流溫度基本保持在一個水平面上。圖 8 所示為氣流在爐體中央部位的變化情況，在接近爐管底部的地方，溫度出現(xiàn)最低值，沿爐管方向中部偏上的位置，氣流產(chǎn)生了一個溫度較高的平臺。 2345678910 11 12 13 142004006008001000120014001600180020002200Temperature (K)Z (m) B2345678910 11 12 13 1413401350136013701380139014001410142014301440Temperature (K)Z (m) B 圖7 A線溫度分布 圖8 B線溫度分布Fig.7

16、Temperature distribution along line A Fig.8 Temperature distribution along line B5.2 速度分布裂解爐內(nèi)底部燃燒器和側(cè)壁燃燒器的燃燒氣流相互沖擊作用以及爐管壁面的存在，使得爐體內(nèi)煙氣流動不規(guī)則，圖9所示為煙氣在爐膛內(nèi)的流動狀況，從底部燃燒器部位看，大量的煙氣主要從靠近墻面的地方直接向上流動，到達出口，而少量的煙氣在爐管底部形成旋渦流動，這是由于在底部燃燒器附近，噴嘴出口氣速高，流體混合劇烈，高速氣流帶動爐管部位的流體向爐底方向流動，從而在爐管下部兩側(cè)形成了兩個較大的旋渦，旋渦引導底部燃燒器的高溫氣流向爐管部位流動

17、。另外，由于受到底部燃燒氣流的沖擊作用，側(cè)壁燃燒器下緣部位形成的煙氣，也形成了小旋渦，而其上緣部位的煙氣流直接流向爐膛出口。 圖9 爐膛煙氣流線 Fig.9 Flue gas streamline in firebox由圖10可見，由于燃料氣的高速噴射氣流的帶動，底部燃燒器燃燒反應后產(chǎn)生的煙氣在4.5 m以下的區(qū)域內(nèi)速度逐漸升高，達到13 m左右，隨后開始下降，在經(jīng)過三個側(cè)壁燃燒器的部位，煙氣速度又各自產(chǎn)生一個小幅上升。圖11所示在爐體中央附近，爐膛底部有旋渦存在，這使得煙氣流速在Z向7.5m的范圍內(nèi)，速度為負值，也就是流向朝向爐底，并在約5m的位置處，速度達到最大，在爐底面附近，速度越來越小

18、，在Z向7.5-11m的區(qū)域內(nèi)，煙氣速度逐漸升高，達到約3m/s的峰值速度，再到上面是裂解爐的橫跨段，由于大量煙氣橫向（X方向）流出，z方向速度分量越來越小，在爐頂處變?yōu)榱阒?。另外圖11的速度變化較圖10平緩，這說明爐體中央的煙氣流動速度變化沒有燃燒器附近劇烈?？傮w而言，裂解爐內(nèi)煙氣流動的不規(guī)則性，可以以對流方式給爐管反應提供部分熱量，并使爐管周圍溫度較為均勻，再加上上面提到的爐墻均勻的輻射面，可以使裂解反應平穩(wěn)進行，也避免由于爐管局部溫度過高而加快結(jié)焦、形成蠕變應力，降低爐管的使用壽命。 2345678910 11 12 13 1402468101214Z Velocity (m/s)Z (

19、m) B2345678910 11 12 13 14-4-3-2-101234Z Velocity (m/s)Z (m) B圖10 A線Z方向速度分量分布 圖11 B線Z方向速度分量分布Fig.10 Z Velocity distribution along line A Fig.11 Z Velocity distribution along line B5.3 煙氣組分分布裂解爐中CH4和少量H2在側(cè)壁燃燒器和底部燃燒器近乎完全燃燒，煙道氣出口含量近于零，由于在模擬計算過程中采用了CH4燃燒反應二步法，燃燒的中間產(chǎn)物CO只是在火焰的高溫部位形成，隨后與O2進一步反應而最終生成CO2，因此，

20、煙氣的主要組成是大量的N2、少量的未反應完的O2和燃燒產(chǎn)物CO2和H2O?？紤]到CH4、H2和CO大部分只是出現(xiàn)在燃燒器的火焰區(qū)部位，在其它位置含量很少，煙氣中N2成分變化不大，因此，圖12和圖13只表示了煙氣中O2、CO2和H2O的體積分量分布，圖12中，在Z向4 m以內(nèi)的區(qū)域內(nèi)，CO2和H2O濃度隨燃燒反應迅速增加，O2由于反應消耗而迅速減小，在4-7.5 m的空間位置上，也就是底部燃燒器火焰與側(cè)壁燃燒器火焰之間的過渡區(qū)域內(nèi)，CO2和H2O體積分量不斷減少，在7.5 m以上各側(cè)壁燃燒器相應位置，CO2和H2O的體積分量因為有新的生成而顯示一個小幅上升，O2的含量也在該位置有小的波動。圖13

21、與圖12情況類似，只是由于B線位置在爐膛中央，在爐管底部有一個較低的溫度區(qū)域，CO2和H2O組分到達該區(qū)域后溫度下降，體積含量上升，而隨著B線沿Z向溫度升高，二者體積含量開始不斷下降，在爐頂部位由于溫度下降而有小幅增加，圖中O2的體積含量基本保持不變。 2345678910 11 12 13 140.000.020.040.060.080.100.120.140.160.180.200.220.240.26 O2 CO2 H2OVolume fractionZ (m)2345678910 11 12 13 140.000.020.040.060.080.100.120.140.160.180.

22、200.220.240.260.280.30 O2 CO2 H2OVolume fractionZ (m) 圖12 A線O2、CO2和H2O體積分量分布 圖13 B線O2、CO2和H2O體積分量分布Fig.12 Volume faction of O2, CO2, H2O along line A Fig.13 Volume faction of O2, CO2, H2O along line B經(jīng)計算，得到了裂解爐出口煙氣各個參量的平均值，如溫度、速度、組分、質(zhì)量流量等，其中，煙氣的溫度和組分是反映裂解爐內(nèi)流動和燃燒狀況重要的特征量，表1中列出了出口煙氣平均溫度及主要組分計算值和設計值（由于

23、CH4、CO和H2的量極小，表1中沒有列入） ，通過對比可見，模擬計算值與設計值相當吻合，這說明本次計算較準確地反映了裂解爐內(nèi)流動和燃燒的狀況。這一方面為裂解爐內(nèi)的爐管與燃燒的耦合計算打下了基礎，通過耦合計算可獲得爐管表面的溫度和熱流量的分布，從而進一步量化分析各組爐管的熱變形及不平衡等特性；另一方面，也可以為生產(chǎn)負荷改變時，對裂解爐內(nèi)的燃燒流場進行預測，特別是對于異常狀態(tài)的模擬計算，有助于工廠制訂相應的穩(wěn)定生產(chǎn)的措施。此外，改變裂解爐爐管規(guī)格、燃燒器的結(jié)構和形式，建立不同的計算模型，通過計算可得到裂解爐內(nèi)不同部件結(jié)構參數(shù)改變對裂解爐燃燒流場的影響，從而有助于裂解爐的設計和優(yōu)化。表 1 出口煙

24、氣平均溫度及主要組分計算值和設計值對比Table 1 Calculated data and designed data of outlet flue gas temperature and major compositionsCalculated dataDesigned data Temperature（K）1452.51454.2N2（%, vol）68.5270.02O2（%, vol）1.461.39CO2（%, vol）8.748.53H2O（%, vol）20.0819.226 結(jié)論 通過對乙烯裂解爐輻射段燃燒流場溫度、速度及煙氣組分的模擬結(jié)果的分析，得到如下幾點結(jié)論：(1) 裂

25、解爐底部燃燒器和側(cè)壁燃燒器燃燒反應的相互承接作用，為裂解爐管提供了較為均勻的高溫輻射墻面。(2) 爐管周圍形成了爐膛內(nèi)的低溫帶，特別在爐管底部溫度最低，這也是裂解反應最為劇烈的部位。(3) 底部燃燒器高速氣流的噴射使得爐膛下部產(chǎn)生了兩個大的旋渦，旋渦促進了裂解爐內(nèi)不同溫度流體的混合，并以對流方式為爐管下部提供部分熱量。(4) 模擬計算的出口煙氣平均溫度及組分與設計值基本符合，說明本次計算結(jié)果可對裂解爐的設計和優(yōu)化提供一定的參考價值。符號表： K 湍動能 散射系數(shù)s 氣體層厚度 （m） 湍動能耗散率l 折射系數(shù) 流體動力粘性系數(shù)，kg/（m.s） n p 氣體靜壓 （Pa） t 湍流動力粘性系數(shù)

26、，kg/（m.s） 位置向量 斯蒂芬- 玻耳茲曼常數(shù)r 沿程長度（行程長度) （m） 空間立體角s 散射方向向量 相位函數(shù)s 方向向量 吸收系數(shù) sTg 氣體溫度 （K）參考文獻：1 Plehiers P M, Froment G F. Firebox Simulation of Olefin Unites J. Chem. Eng. Comm., 1989, 80: 81 992 Heynderickx G J, Oprins J M, Marin G B. Three-Dimensional Flow Patterns in Cracking Furnaces with Long-Flam

27、e Burners J. Reactors, Kinetics, and Catalysis, 2001, 47(2): 388-399.3 Oprins J M, Heynderickx G J, Marin G B. Three-Dimensional Asymmetric Flow and Temperature Fields in Cracking Furnaces J. Ind. Eng. Chem. Res., 2001, 40: 5087-5094.4 Stefanidis G D, Merci B, Heynderickx G J, et al. CFD Simulations

28、 of Steam Cracking Furnaces using detailed Combustion Mechanisms J. Computers and Chemical Engineering 2006, 30: 635-649.5 程相杰, 章名耀, 韓云龍, 等. SL一型乙烯裂解爐冷態(tài)流動特性的數(shù)值模擬 J. 工業(yè)爐, 2006, 28(1): 11-14.6 藍興英, 高金森, 徐春明, 等. 乙烯管式裂解爐的數(shù)值模擬 J. 過程工程學報, 2004, 4(3): 221-227.7 吳德飛, 何細藕, 孫麗麗, 等. 乙烯裂解爐輻射段三維流場和燃燒的數(shù)值模擬計算 J. 石

29、油化工, 2005, 34(8): 749-753.8 藍興英, 高金森, 徐春明, 等. 乙烯裂解爐內(nèi)傳遞及反應過程綜合數(shù)值模擬 J. 石油學報, 2003, 19(5): 80-85.9 Weetbrook C, Pryer F. Simplified Reaction Mechanism for the Oxidation of Hydrocarbon Fuel in Flames J . Combustion Science and Technology, 1981, 27(1): 37-39.10 Magnussen B, Hjertager B. On Mathematical Models of Turbulent Combustion with special Emphasis on Soot Formation and Combustion M. The combustion institute, 1976. 21-23.11 王應時, 范維澄, 周力行等. 燃燒過程數(shù)值計算 M. 北京：科學出版社, 1986. 135.12 秦裕琨. 爐內(nèi)傳熱 M. 北京：機械工業(yè)出版社, 1981. 51-