大型乙烯裂解爐用低NOx燃燒器的結構優選

李 寧 李金科 董金善

（1.南京工業大學機械與動力工程學院；2.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中的龍頭設備［1］，燃燒器是乙烯裂解爐中的關鍵部件，設計要求在穩定燃燒滿足工藝要求的同時，符合日益嚴苛的環保法規對燃燒時污染物的排放要求。 乙烯裂解爐用燃燒器分為底部燃燒器和側壁燃燒器，底部燃燒器布置在爐膛底部，采用擴散式燃燒，要求火焰形狀為扁平扇形；側壁燃燒器分布在輻射室上部的側墻上，采用預混式燃燒，要求火焰附著爐墻，無明顯火焰且穩定不回火。 以往裂解爐燃燒器的數量較多，燃燒器熱負荷較低，對燃燒器的設計要求較低，環保要求并不十分嚴格。 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）的不斷發展、爐型的多樣化（單爐膛、雙爐膛）以及環保意識的增強和環保要求的提高，對燃燒器的設計提出了更高的要求，如火焰形狀、火焰長度、爐內熱通量分布、NOx排放量等。

目前， 燃燒器的排放物NOx逐漸成為人們密切關注的焦點［2］，根據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境下發生氧化反應產生的，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燃燒技術的核心在于降低燃燒區的火焰溫度，主要采用3種技術：燃料分級技術［6～9］、空氣分級技術［10，11］和煙氣再循環技術［12～14］。 設計裂解爐低NOx燃燒器時，CFD技術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的燃燒場進行數值模擬，并耦合了輻射爐管內的裂解反應［15，16］；ZHOU W等均在燃燒器的數值研究中采用了Standard k-ε湍流模型［17～22］；吳筱對中國石化齊魯公司的SRTGK-VI型裂解爐進行數值模擬， 采用了非預混燃燒的PDF模型和Standard k-ε湍流模型［23］；王海靖對裂解爐內反爐膛燒焦的爐內流場、溫度場和化學反應進行了研究［24］；張凡使用Kumar裂解反應動力學模型結合渦耗散概念模型（EDC），研究了爐管內的裂解反應和流動傳熱過程，并耦合采用非預混PDF燃燒模型對裂解爐內的燃燒場對進行了聯合仿真［25］。 筆者將針對開發的新型低NOx燃燒器， 運用CFD模擬分析其流場， 以預測火焰形狀，獲取爐內溫度分布和NOx排放濃度信息，并通過比較不同底部和側壁供熱比（底側比）的工況得出最佳方案。 再通過熱態試驗驗證CFD模擬結果的正確性， 測試燃燒器工藝和環保方面的性能，測量NOx、CO等污染物的排放數據，獲取燃燒器的工藝性能曲線。

1裂解爐簡介

筆者現以某石化公司的國內首臺單臺爐膛20萬噸/年產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， 熱負荷167.184 MW，由底部燃燒器（48臺）和側壁燃燒器（128臺）聯合供熱，其結構如圖1所示。

圖1 單爐膛20萬噸/年產能乙烯裂解爐結構示意圖

2 裂解爐低NOx燃燒器的數值研究

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

2.1 物理模型和網格劃分

裂解爐內燃燒器排布一般較為規律，模擬時截取長度z 方向1 臺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，整個模型共包含2臺底部燃燒器、6臺側壁燃燒器，模型建立去除了固體區域，皆為流體區域，如圖2所示。

圖2 裂解爐內燃燒數值模擬用模型

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，網格劃分困難。 為了保證計算精度，需進行局部網格的精細化處理。 然而，全局網格數量不能過大（超出計算機的計算能力）， 因此網格前處理變得至關重要。

過去，使用ICEM進行網格劃分雖然可以獲得整齊的六面體網格， 但也存在一些缺點， 由于ICEM六面體網格BLOCK分塊層次的原理， 易導致部分區域的網格數量不均勻，同時網格形狀和尺寸的變化梯度過大，會在計算過程中引發失真問題。

Fluent Meshing是基于Fluent軟件的高性能網格前處理工具， 具備高效的體網格生成技術，并且能夠進行多核心并行計算，使網格劃分速度遠超其他流體網格劃分軟件。 其中，多面體網格是Fluent軟件的獨有技術，最新的多面體-六面體網格更能實現六面體網格與多面體網格的節點共連接，完全能自動增加六面體網格的數量，提高了求解效率和精度。

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

2.2 數學模型

現采用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化學機理。 基本控制方程如下。

理想氣體狀態方程：

式中 p——氣體壓力，Pa；

R——氣體常數；

T——氣體溫度，K；

W——氣體平均摩爾質量，g/mol；

ρ——氣體平均密度。

連續性方程：

式中 t——時間；

式中 Bf——體積力；

I——應力張量，Pa；

v——運動黏度，m2/s；

τ→——黏性應力張量，Pa。

組分輸運方程：

式中 Di——組分i的質量擴散速度，g/（m2·s）；

Wi——組分i的摩爾質量；

Yi——組分i的質量分數；

NOx計算模型。 筆者研究的裂解爐內燃燒主要反應物為CH4和O2，主要產生熱力型NOx和快速型NOx，Fluent內求解NO的質量輸運方程為：

式中 D——有效擴散系數；

SNO——NO的源項；

YNO——氣體里NO的質量分數。

2.3 邊界條件

計算域中共包含4組入口和1個出口， 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、側壁燃燒器的燃料入口以及燃料與空氣預混入口。 入口均為質量流速入口，溫度設定為27 ℃。 出口則為壓力出口。 爐管壁面溫度恒設定為980 ℃。 爐墻壁面厚度為320 mm，導熱系數為0.1 W/（m·℃）。 在爐墻壁面與27 ℃的空氣間存在對流換熱，對流換熱系數為20 W/（m2·℃）。在計算域的長度方向（z方向）的兩側設有對稱面。

2.4 數值計算方法

使用Fluent 軟件求解數值， 選用雙精度SIMPLE算法求解。 動量方程、湍流方程等的離散格式還選用了二階精度格式。 連續性方程、動量方程和能量方程迭代收斂的標準設置為1×10-5，NOx迭代收斂的標準設置為1×10-8。 同時，為了保證計算的收斂性，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，隨著底側比的增大，爐膛上部（靠近側燒區域）的溫度變化梯度增加；當底側比為80:20時，側壁燃燒器提供的熱量對溫度場的擾動比較??；當底側比為70:30時， 側壁燃燒器產生的熱流擾動在局部增強，但對遠處的爐管影響較??；當底側比為60:40時，側壁燃燒器產生的熱流擾動已在較大范圍對遠處的熱場產生影響，同時爐管附近也受到一定程度的溫度不均的影響，此時一部分的熱量已沿著y方向進入橫跨段，導致熱量浪費。

圖3 裂解爐內溫度分布云圖

圖4 裂解爐內y方向溫度分布

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

圖5 裂解爐內速度流線圖

2.6 組分及污染物分析

圖6分別為y方向CO和O2的摩爾分數曲線，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大致相同，8～12 m處有狀態差距較大，原因是側壁燃燒器能力相差較大。 隨著底側比的增大， 側壁燃燒器處的CO摩爾分數略微增大，說明側壁燃燒器的燃燒區逐漸變大。

圖6 y方向CO、O2摩爾分數曲線

圖7 展示了不同工況下NOx含量的變化（1ppm=0.001‰），可以觀察到，在底側比為80:20時，產生的NOx含量最高，隨著側壁燃燒器燃料占比的增加，NOx含量逐漸降低。 這是因為燃料分布越均勻， 爐內整體溫度分布也更加均勻，相對高溫區域較少，減少了以熱力為主的NOx生成。 然而，不能單純追求低NOx含量，還需考慮爐內溫度分布和火焰溫度性能的綜合因素。

圖7 不同底側比工況下NOx的濃度

2.7 火焰形態分析

3種工況下火焰形態基本相同。 底側比70:30時，圖8為爐膛內的火焰鋒面圖，圖9為底部、側壁燃燒器速度云圖?？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，不發生飄移，并且與爐管的距離較遠，火焰的高度約4 m；另一方面，預混式側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。預混式側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

圖9 底部、側壁燃燒器速度云圖

從以上研究結果可以看出，底側比為70:30時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、工藝性能和環保性能。 根據實際燃燒器的設計，最終設計底側比為72:28。

3 熱態試驗

熱態試驗是燃燒器開發的關鍵環節，可以更直接有效地觀察燃燒狀態與測試燃燒器的相關參數（爐內溫度分布、熱流密度曲線、煙氣中的污染物排放量等）。 經過數值模擬和分析，制造出2臺底部燃燒器和6臺側壁燃燒器在熱態試驗爐上進行熱態試驗，同時可以驗證模擬結果和燃燒器設計的合理性。試驗爐爐體凈高13.7 m、長3 m、凈寬2 m，其高度與實際裂解爐一致，長度方向可以容納2臺底部燃燒器并排放置， 寬度方向為裂解爐寬度的一半（裂解爐寬度方向燃燒器布置為鏡像關系）。 爐膛內布置多根換熱爐管以模擬裂解爐爐管。 在側墻沿爐高度方向開有24個熱電偶、3個壓力表和24個測試孔。 熱態試驗爐總貌如圖10所示。

圖10 熱態試驗爐

3.1 爐膛內溫度分析

如圖11所示， 對熱態試驗數據與CFD模擬結果進行對比，可見爐膛內的溫度分布模擬值和試驗值趨勢基本一致，爐膛0～6 m處基本吻合，6～12 m處試驗值比模擬值整體要低20 ℃。導致誤差的原因可能是試驗爐頂部密封不完全，漏風降低了爐膛頂部的溫度。 并且條件限制試驗時間較短（2～3 h），爐體溫度未完全穩定。

圖11 爐膛溫度試驗值與模擬值對比

3.2 爐膛內縱向熱流密度曲線

熱流密度分布是指裂解爐爐膛內沿爐膛高度單位時間、單位面積熱量傳遞的分布情況。 熱流密度分布不均勻會導致原料裂解不充分、 熱損失嚴重、爐管結焦、產品質量不穩定等現象。 圖12為工藝要求的熱通量曲線與試驗值的對比，可以看出，試驗測試的點基本與工藝要求的區域重疊。

圖12 熱通量曲線

3.3 火焰形態

圖13展示了熱態試驗中拍攝的底部燃燒器的燃燒狀況，可以觀察到，在冷態點火時，火焰表現出一定的剛性，不脫火、不發飄，并且不舔爐管；當爐內溫度達到1 250 ℃時，底部負壓已經達到設計要求，此時火焰已不可見。 明亮區域表示燃燒反應較為劇烈，特別是在燒嘴磚的上部可以觀察到明顯的亮區， 該區域被認為是一次燃燒區， 而一次燃燒區的上方則有一個長度超過1 m的暗區，該區域煙氣混合了大量空氣。 在暗區之上，又可見較明顯的亮區，這個區域被認為是二次燃燒區。 通過測量火焰周圍CO含量是否燃盡，可以估計燃燒區的火焰高度在4～5 m， 與上述模擬結果吻合。

圖13 底部燃燒器火焰

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

圖14 側壁燃燒器火焰

4 結束語

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