助燃空氣對(duì)乙烯裂解爐NOx排放的影響

胡貴華，葉貞成，杜文莉

（1 華東理工大學(xué)信息學(xué)科與工程學(xué)院，上海200237； 2 化學(xué)工程聯(lián)合國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華東理工大學(xué)），上海200237）

引 言

乙烯裂解爐是乙烯生產(chǎn)裝置乃至整套石油化工工業(yè)的龍頭，其生產(chǎn)能力的高低，直接決定了整套乙烯裝置的生產(chǎn)規(guī)模、產(chǎn)量和產(chǎn)品品質(zhì)。乙烯裂解爐在燃燒過程中形成的氮氧化物(NOx)是主要大氣污染物之一，燃燒產(chǎn)生的NOx中，NO 占95%以上[1]。排入大氣的NOx引起酸雨和光化學(xué)煙霧污染，破壞臭氧層，嚴(yán)重破壞生態(tài)環(huán)境，危害人類健康。然而，以往的研究更為關(guān)注裂解爐的產(chǎn)品收率與節(jié)能問題，對(duì)于NOx減排指標(biāo)關(guān)注很少[2-3]。所以，控制乙烯裂解爐的NOx排放對(duì)防止環(huán)境污染具有積極意義。

裂解爐爐膛內(nèi)燃料氣的燃燒是一個(gè)復(fù)雜的物理化學(xué)過程，涉及一系列的流動(dòng)、傳熱和化學(xué)反應(yīng)過程。在乙烯裂解爐燃燒模擬的研究中，目前仍大量使用簡(jiǎn)單的兩步或五步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[4-6]，沒有考慮燃料的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)特征，所以，基于簡(jiǎn)單湍流-化學(xué)相互作用模型和宏觀反應(yīng)機(jī)理的CFD模擬對(duì)NOx的生成預(yù)測(cè)缺乏可靠性。為了有效解決這一問題，目前國(guó)內(nèi)外的學(xué)者通過在燃燒模擬研究中嵌入詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理提高預(yù)測(cè)可靠性[7-9]。但是，反應(yīng)個(gè)數(shù)和組分?jǐn)?shù)隨著染料分子鏈長(zhǎng)度的增加呈指數(shù)增加，另外，包括大量組分和反應(yīng)的機(jī)理實(shí)體通常不僅是非線性耦合的，而且時(shí)間尺度不一樣。所以，將這些詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理嵌入到CFD 中，計(jì)算量將急劇增加，給模擬帶來很大的困難[10]。針對(duì)這個(gè)問題，許多學(xué)者嘗試采用簡(jiǎn)化詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理方法對(duì)燃燒過程進(jìn)行研究。Hewson 等[11]采用簡(jiǎn)化機(jī)理研究碳?xì)浠衔锱c空氣非預(yù)混燃燒過程N(yùn)Ox的產(chǎn)生及其燃燒機(jī)理，其反應(yīng)歷程所包含的步數(shù)取決于所需精確描述宏觀現(xiàn)象的數(shù)目。Stefanidis 等[12]通過對(duì)七步到十二步反應(yīng)的六種預(yù)混燃燒的簡(jiǎn)單機(jī)理進(jìn)行模擬分析后，確定八步簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理能夠較為滿意地預(yù)測(cè)爐膛內(nèi)的溫度分布及包括NO 等污染物的形成。Tang等[13]采用兩種湍流燃燒模型——渦耗散概念(eddy dissipation concept，EDC)模型和聯(lián)合概率密度函數(shù)(probability density function，PDF)模型與兩種簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理(降維和儲(chǔ)存/檢索)耦合進(jìn)行有限速率化學(xué)計(jì)算。但是這些研究基本上都是針對(duì)火焰的燃燒動(dòng)力學(xué)所作的理論研究和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，其成果對(duì)于預(yù)測(cè)工業(yè)規(guī)模裂解爐NOx產(chǎn)生的普遍性指導(dǎo)意義是有限的。

本文采用鄭清平等[14]研究的GRI-Mech 3.0簡(jiǎn)化機(jī)理模型，建立了標(biāo)準(zhǔn)Flame D 的數(shù)值模型，并使用EDC 燃燒模型與GRI-Mech 3.0 簡(jiǎn)化機(jī)理聯(lián)合模擬的方法模擬湍流擴(kuò)散的燃燒過程，仿真結(jié)果驗(yàn)證了GRI-Mech 3.0 簡(jiǎn)化機(jī)理預(yù)測(cè)NO 排放的準(zhǔn)確性和EDC-GRI3.0 模型的可靠性。在此基礎(chǔ)上，使用CHEMKIN 和CFD 相結(jié)合的方法研究了助燃空氣對(duì)降低裂解爐NO 排放的影響。結(jié)果表明：空氣預(yù)熱溫度300～600 K 和過量空氣系數(shù)1.1 被確定為最佳操作范圍，為乙烯裂解爐的工業(yè)改造和優(yōu)化提供了理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 湍流模型

由于煙氣的流動(dòng)是湍流，爐內(nèi)發(fā)生復(fù)雜的燃燒和傳熱過程，需要求解質(zhì)量、動(dòng)量和能量、湍流動(dòng)能、湍動(dòng)能的耗散率以及組分輸運(yùn)方程。采用雷諾平均Navier-Stokes (RANS)方程描述三維可壓縮湍流流動(dòng)。Realizablek-ε模型在提高火焰穩(wěn)定性、反應(yīng)效率以及降低NOx排放等方面優(yōu)于其他湍流模型[15]，所以本文選用Realizablek-ε湍流模型封閉方程。得出的輸運(yùn)方程的一般形式可寫為

1.2 輻射傳熱模型

輻射傳熱模型應(yīng)用離散坐標(biāo)模型(discrete ordinates)[16]，其求解有限數(shù)量離散立體角發(fā)出的輻射傳播方程，輻射傳播方程的個(gè)數(shù)與空間坐標(biāo)系中的方向矢量個(gè)數(shù)相同，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為

本文采用多灰氣加權(quán)模型(WSGGM)計(jì)算煙氣的輻射特性[17]，該模型把真實(shí)氣體的黑度分為若干灰氣黑度的加權(quán)和，具有較高的計(jì)算精度和效率。

1.3 燃燒反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型

本文研究的乙烯裂解爐中燃燒反應(yīng)動(dòng)力學(xué)是基于鄭清平等[14]研究的GRI-Mech 3.0 簡(jiǎn)化機(jī)理模型，該模型包括24 組分的42 步甲烷燃燒過程，能詳細(xì)準(zhǔn)確地描述裂解爐內(nèi)的燃燒過程中的化學(xué)反應(yīng)行為且不影響計(jì)算精度。

目前幾種常用的爐膛燃燒模型中，有限速率模型只適用簡(jiǎn)單動(dòng)力學(xué)機(jī)理[18]，而要在裂解爐的數(shù)值仿真引入GRI-Mech 3.0 簡(jiǎn)化燃燒機(jī)理就必須使用EDC 模型，該模型的湍流流動(dòng)結(jié)構(gòu)適合詳細(xì)燃燒機(jī)理的計(jì)算[19]。EDC 模型假定分子混合和隨后的反應(yīng)發(fā)生在Kolmogorov 規(guī)模的小湍流結(jié)構(gòu)中，在該結(jié)構(gòu)中湍動(dòng)能被耗散成熱量[20]。該模型考慮了湍流結(jié)構(gòu)中詳細(xì)的燃燒化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，可以更準(zhǔn)確地跟蹤化學(xué)反應(yīng)過程，與湍流的相互作用更符合物理意義。EDC模型的復(fù)雜的湍流結(jié)構(gòu)導(dǎo)致了FLUENT計(jì)算速度很慢，此時(shí)可以使用非結(jié)構(gòu)化自適應(yīng)列表法（ISAT）[21]來提高EDC 模型的運(yùn)算速度，為保證收斂精度，將ISAT 的誤差容錯(cuò)率設(shè)置為0.0001。EDC 模型更適用于反應(yīng)速率較低的化學(xué)反應(yīng)[22]，比如裂解爐燃燒中的NO和CO生成過程。

方程式(1)的組分輸運(yùn)方程中物質(zhì)i的源項(xiàng)計(jì)算公式為

其中，

2 GRI-Mech 3.0簡(jiǎn)化機(jī)理模型驗(yàn)證

2.1 幾何結(jié)構(gòu)和操作條件

Sandia Flame D 是一種穩(wěn)定在一個(gè)導(dǎo)向燃燒器上的甲烷-空氣射流擴(kuò)散火焰，其燃燒器結(jié)構(gòu)包括三個(gè)部分：中心射流、值班火焰和空氣伴流。中心射流是由25%甲烷和75%空氣組成的燃料流，中心射流外面緊接著被空氣伴流包圍的環(huán)形值班火焰，作用是點(diǎn)火與穩(wěn)燃。Sandia Flame D 結(jié)構(gòu)和操作條件分別如圖1和表1所示[23]。

2.2 網(wǎng)格劃分

圖1 Sandia Flame D燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of Sandia Flame D burner

采用Gambit 軟件[24]對(duì)Flame D 進(jìn)行幾何建模和劃分網(wǎng)格，計(jì)算域延伸到射流出口平面的上游，以確保燃料、值班火焰和空氣伴流管道內(nèi)的湍流充分發(fā)展。為了保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，對(duì)速度梯度較大的部分，如速度出口和對(duì)稱軸附近網(wǎng)格使用六面體和四面體混合網(wǎng)格做了必要的細(xì)化，其余部分采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為189537 個(gè)。Flame D 網(wǎng)格模型如圖2所示。

2.3 數(shù)學(xué)模型和模擬方法

采用EDC 燃燒模型結(jié)合GRI-Mech 3.0 簡(jiǎn)化機(jī)理聯(lián)合模擬Flame D 燃燒過程，使用Realizablek-ε湍流模型模擬煙氣流動(dòng)過程，選用DO 模型模擬輻射傳熱過程。利用Ansys Fluent 14.0[25]對(duì)Flame D 的燃燒過程進(jìn)行模擬計(jì)算。

質(zhì)量、動(dòng)量、能量、湍流、化學(xué)組分和輻射守恒的控制方程用控制體積法連續(xù)地求解。非線性控制方程用第二迎風(fēng)格式隱式離散，線性化產(chǎn)生出每一個(gè)計(jì)算單元格中的因變量的方程組。然后求解由此產(chǎn)生的一個(gè)稀疏系數(shù)矩陣的線性系統(tǒng)，產(chǎn)生一個(gè)更新的流場(chǎng)方案。采用適合的下松弛因子以防止不穩(wěn)定的解。因?yàn)楦叩膲毫πＵ滤沙谥狄鸩环€(wěn)定，采用帶有輕微更守恒的下松弛值(≤0.7)的壓力聯(lián)立方程的半隱式算法(SIMPLE)。除了能量和輻射方程殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-6，其他方程的殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)均為10-3。

表1 Flame D入口速度和組分條件Table 1 Inlet velocity and composition conditions of Sandia Flame D

圖2 Flame D模型網(wǎng)格Fig.2 Grid of Flame D model

2.4 結(jié)果與分析

圖3中給出了Flame D 燃燒的速度與溫度云圖。由圖3(a)可知，當(dāng)甲烷從中心射流噴嘴以高速射入，與空氣伴流射入的空氣相混合時(shí)，由于氣體的擴(kuò)散性，燃燒火焰的速度呈由噴嘴中心向四周由大到小逐漸減小的趨勢(shì)，在火焰區(qū)外不發(fā)生變化。在圖3(b)中，由于受到火焰的速度影響，燃燒火焰的溫度呈現(xiàn)從中心一點(diǎn)向外逐漸擴(kuò)散的分布趨勢(shì)，燃料的充分燃燒造成火焰溫度的升高。煙氣速度和溫度梯度的變化趨勢(shì)一定程度上反映了火焰的形狀，沒有出現(xiàn)熄火和燃燒不穩(wěn)定的狀況。

圖4 給出了Flame D 軸向和徑向溫度分布的模擬值和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[26]的比較，軸向和徑向長(zhǎng)度使用主火焰噴嘴直徑d進(jìn)行了無量綱化。從比較結(jié)果來看，該模型模擬的軸向溫度分布與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合很好，火焰最高溫度范圍與實(shí)際相同，這從一方面說明了采用Realizablek-ε湍流模型與EDC-GRI 3.0耦合模型結(jié)合的方法來數(shù)值模擬湍流射流火焰是可靠的。從圖中還可以看出，在中心軸大約50d處出現(xiàn)溫度峰值2000 K。

圖3 Flame D燃燒速度與溫度云圖Fig.3 Velocity and temperature contours of Flame D combustion

圖5 為Flame D 的O2與CO2質(zhì)量濃度軸向分布云圖。從圖中可看出，燃燒反應(yīng)物O2的濃度隨著反應(yīng)區(qū)域的增大及燃燒的充分程度的增加而減少，而燃燒生成物CO2的濃度則相應(yīng)地增加。一般來說以往采用簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對(duì)Flame D 模型進(jìn)行數(shù)值仿真時(shí)，只是滿足了工程上的熱需求，這將導(dǎo)致其仿真結(jié)果對(duì)燃燒反應(yīng)后的化學(xué)組分的濃度場(chǎng)的預(yù)測(cè)效果很差而分布云圖會(huì)嚴(yán)重失真。然而，本文采用EDC-GRI 3.0 反應(yīng)機(jī)理模型對(duì)Flame D 進(jìn)行數(shù)值模擬，其結(jié)果很直觀地表現(xiàn)出各組分的濃度分布，成功克服了以上弊端。同時(shí)從O2軸向剖面可以很清晰地觀察到不同火焰段的空氣夾帶與燃燒火焰的厚度，這也表明了仿真過程并未出現(xiàn)甲烷射流火焰常見的局部熄火問題，證明了EDC-GRI 3.0 耦合模型在燃燒過程的適用性。

圖4 Flame D溫度分布模擬值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)比較Fig.4 Comparison of temperature distributions with simulation results and experimental data for Flame D

圖6（a）為NO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布云圖，圖6（b）顯示了模擬的NO 沿中軸線方向上的分布與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較。由圖可知，NO 的濃度隨著燃燒充分程度變化而先增大后減小，大約58d處出現(xiàn)最大值。在峰值以前，火焰溫度較低，主要產(chǎn)生快速型NO，在50d處燃燒溫度出現(xiàn)最大值，此處火焰溫度較高造成大量的熱力型NO 累積，在隨后幾米出現(xiàn)濃度峰值，此后由于氧的不足造成NO 的濃度有所降低。這表明EDC-GRI 3.0 耦合模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)NO 軸向輪廓，且模型對(duì)NO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)峰值的預(yù)測(cè)位置與實(shí)測(cè)值吻合較好。

綜上所述，EDC-GRI 3.0 耦合模型是一個(gè)準(zhǔn)確且可靠的燃燒動(dòng)力學(xué)模型，可以用來模擬燃燒過程中湍流化學(xué)相互作用，可以準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)溫度和組分濃度。

3 助燃空氣對(duì)NO生成的影響

助燃空氣是關(guān)乎裂解爐污染物排放量的重要影響因素[27]。一方面，在裂解爐中適當(dāng)提高空氣預(yù)熱溫度會(huì)促進(jìn)燃料的燃燒，降低化學(xué)不完全燃燒損失，提高裂解爐的熱效率[28-29]，但空氣預(yù)熱溫度提高將同時(shí)增加NO 排放量。為達(dá)到保證裂解爐的熱量需求又降低NO 的效果，需要尋求一個(gè)最佳的空氣預(yù)熱溫度來使兩種需求達(dá)到平衡。另一方面，在低過量空氣系數(shù)下的燃料會(huì)充分燃燒，不僅減少了NO 的生成率，還提高了裂解爐的熱效率。但是，如果過量空氣系數(shù)過低，會(huì)增加CO 的生成率并降低熱效率，因此對(duì)過量空氣系數(shù)有最低限度。本文采用CHEMKIN[30]和CFD 相結(jié)合的方法探究裂解爐中空氣預(yù)熱溫度和過量空氣系數(shù)對(duì)NO 排放的影響，分析比較不同工況下的熱效率和NO 產(chǎn)生率，尋求一種最優(yōu)的助燃空氣模型。

圖5 Flame D組分分布云圖Fig.5 Species distributions contours of Flame D

3.1 模型建立

圖6 NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.6 NO mass fraction distribution

本文以某工業(yè)乙烯裂解爐為研究對(duì)象。本部分的主要目的是比較在不同空氣預(yù)熱溫度和過量空氣系數(shù)條件下爐膛內(nèi)燃燒排放的NO 生成量及產(chǎn)生速率影響，為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間和資源，沒有對(duì)爐管內(nèi)裂解反應(yīng)的吸熱過程進(jìn)行模擬[1,31-32]。在保證計(jì)算精度的前提下，使用化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)軟件CHEMKIN-PRO 計(jì)算不同的空氣預(yù)熱溫度和過量空氣系數(shù)對(duì)NO 產(chǎn)生的影響。燃燒反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型采用第2部分驗(yàn)證的GRI 3.0簡(jiǎn)化機(jī)理。表2是爐膛結(jié)構(gòu)和操作條件。

表2 裂解爐爐膛結(jié)構(gòu)尺寸和操作條件Table 2 Structure dimension and operating conditions of cracking furnace

3.2 空氣預(yù)熱溫度對(duì)NO生成的影響

圖7顯示了空氣預(yù)熱溫度分別為300、350、400、450、500、550、600、670、740、810、890 和960 K 工況下燃燒器上方煙氣平均溫度和NO 的分布規(guī)律。隨著燃燒空氣的預(yù)熱溫度逐漸升高，煙氣的平均溫度有著顯著的升高，這表明，隨著空氣的預(yù)熱溫度升高，燃燒反應(yīng)速率加快，這有助于燃料的完全燃燒和溫度分布的均勻性。但隨著溫度的升高，受高溫影響熱力型NO 產(chǎn)生量將遠(yuǎn)大于燃料型NO，燃燒器內(nèi)的NO 迅速累積。從圖中還可以看出，當(dāng)預(yù)熱溫度大于600 K時(shí)，NO的摩爾分?jǐn)?shù)顯著上升。

圖7 不同空氣預(yù)熱溫度下燃燒器上方煙氣平均溫度和NO分布規(guī)律Fig.7 Flue-gas average temperature and NO distribution above burners at different preheating temperatures

圖8 為不同空氣預(yù)熱溫度下NO 的摩爾生成率和質(zhì)量流率分布。隨著燃燒室的平均溫度升高，空氣的預(yù)熱引起了NO 排放量增加。NO 的生成速率和質(zhì)量流率隨著燃燒空氣預(yù)熱溫度的升高呈指數(shù)關(guān)系增大。當(dāng)預(yù)熱溫度低時(shí)，NO 濃度增長(zhǎng)不快，但當(dāng)溫度持續(xù)升高且超過600 K 時(shí)，NO 的生成率顯著增加且濃度累積更快，這表明空氣預(yù)熱溫度對(duì)NO排放有很大的影響。在保證燃燒火焰的穩(wěn)定和燃燒器熱效率的前提下，同時(shí)考慮到過高的空氣溫度對(duì)燃燒器的壽命影響，因此，裂解爐的空氣預(yù)熱溫度應(yīng)控制在600 K以下。

3.3 過量空氣系數(shù)對(duì)NO排放的影響

圖8 不同空氣預(yù)熱溫度下的NO摩爾生成率和質(zhì)量流率Fig.8 Mole production rate and mass flow rate of NO at different air preheating temperatures

裂解爐燃料實(shí)際燃燒空氣量與理論空氣量的比值為過量空氣系數(shù)，用α表示。當(dāng)裂解爐的α＜1時(shí)，將造成燃料不完全燃燒，降低裂解爐熱效率；α過大時(shí)，會(huì)降低火焰最高溫度，使輻射傳熱能力變低，進(jìn)而影響NO 的產(chǎn)生率。本文主要模擬了質(zhì)量流量為1.05、1.07、1.09、1.10、1.13、1.16、1.20 的七種工況，旨在尋找出乙烯裂解爐的最優(yōu)α值范圍。由于裂解爐燃燒器混合方式不同，當(dāng)使用不同的過量空氣系數(shù)后，風(fēng)門入口流量、側(cè)壁燒嘴流量都會(huì)相應(yīng)改變，計(jì)算后的不同過量空氣系數(shù)下的入口條件如表3 所示。

表3 不同過量空氣系數(shù)下的入口條件Table 3 Inlet conditions under different excess air coefficients

表4 表示使用CHEMKIN 計(jì)算的不同過量空氣系數(shù)下的模擬結(jié)果。從表中可以看出，當(dāng)過量空氣系數(shù)＞1 時(shí)，火焰最高溫度隨著α的增加而降低。這是因?yàn)楫?dāng)α＞1 時(shí)，隨著過量空氣系數(shù)增加，不參與燃燒的空氣量增加，并且這部分空氣帶走大量熱量，從而降低火焰溫度。從表中還可以看出，較大的過量空氣系數(shù)會(huì)使燃料放熱量減少，使燃料CH4剩余量增多，從而降低了燃燒器的熱效率。

表4 不同過量空氣系數(shù)下的模擬結(jié)果Table 4 Simulation results under different excess air coefficients

圖9 表示不同過量空氣系數(shù)下的NO 摩爾生成率和反應(yīng)凈生成熱曲線。當(dāng)燃料釋放的熱量越大，燃燒越充分，熱效率越高。圖9表明，當(dāng)過量空氣系數(shù)從1.05 增大到1.1 時(shí)，模擬出的NO 產(chǎn)生率的減小速度明顯高于過量空氣系數(shù)大于1.1 時(shí)的NO 生成率減小速度。而當(dāng)α由1.05 增大到1.1 時(shí)熱效率下降速度緩慢，α大于1.1時(shí)燃燒器的熱效率下降速度突然加快。為保證裂解爐不僅要降低NO 排放的要求，更重要的是保證足夠多的燃料放熱量為管內(nèi)的裂解反應(yīng)提供必要的熱量，確保目標(biāo)產(chǎn)物的收率。因此，過量空氣系數(shù)為1.1 時(shí)基本可以滿足較高的裂解爐熱效率和較低的NO排放量的要求。

圖9 不同過量空氣系數(shù)下的NO摩爾生成率和反應(yīng)凈生成熱Fig.9 NO molar production rate and net heat production of reaction under different excess air coefficients

3.4 空氣預(yù)熱溫度與過量空氣系數(shù)的綜合影響

根據(jù)3.2 節(jié)和3.3 節(jié)的結(jié)論，在FLUENT 中采用與2.3 節(jié)相同的流動(dòng)、輻射和燃燒模型對(duì)空氣預(yù)熱溫度為400 K、過量空氣系數(shù)為1.1 的工況進(jìn)行數(shù)值模擬，得到NO 濃度分布。并與某典型工業(yè)生產(chǎn)工況[15]（空氣預(yù)熱溫度為環(huán)境溫度300 K、過量空氣系數(shù)1.05）的NO 濃度分布進(jìn)行比較。圖10 和圖11 分別顯示了兩種工況下沿爐膛高度方向的NO 摩爾分?jǐn)?shù)云圖和平均NO摩爾分?jǐn)?shù)分布。圖12顯示了兩種工況下爐膛出口處的NO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。從圖中可以清晰地看到當(dāng)空氣預(yù)熱溫度為400 K、過量空氣系數(shù)為1.1時(shí)能明顯降低NO的排放。

圖10 兩種工況下沿爐膛高度方向NO摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.10 NO molar fraction distribution along furnace height under two conditions

圖11 兩種工況下沿爐膛高度截面的平均NO摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.11 Average NO molar fraction distribution along furnace height section under two conditions

圖12 兩種工況下爐膛出口處的NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.12 NO mass fraction distribution at furnace outlet under two conditions

4 結(jié) 論

(1)采用EDC 燃燒模型與簡(jiǎn)化機(jī)理GRI 3.0 聯(lián)合模擬的方法模擬標(biāo)準(zhǔn)Flame D 湍流擴(kuò)散的燃燒過程，仿真結(jié)果驗(yàn)證了GRI-Mech 3.0 簡(jiǎn)化機(jī)理預(yù)測(cè)NO 排放的準(zhǔn)確性和EDC-GRI 3.0 耦合模型的可靠性。

(2)考察不同空氣預(yù)熱溫度和不同的過量空氣系數(shù)對(duì)裂解爐NO 排放的影響，確定最優(yōu)工況范圍為空氣預(yù)熱溫度300～600 K，過量空氣系數(shù)1.1。使用CFD 對(duì)改進(jìn)工況與實(shí)際工況的裂解爐NO 濃度分布進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明：當(dāng)空氣預(yù)熱溫度在400 K、過量空氣系數(shù)為1.1 時(shí)，既可以滿足裂解爐的熱效率，又能達(dá)到減少NO排放的目的。

符 號(hào) 說 明

I——輻射強(qiáng)度，J/(m2?s)

K——湍動(dòng)能,m2/s2

n——折射指數(shù)

Ri——由化學(xué)反應(yīng)引起的組分i凈產(chǎn)生率, mol/(cm3?s)

r——位置矢量

Sφ——源項(xiàng)

s——方向矢量

s'——散射方向矢量

T——溫度,K

Uj——j方向的速度分量,m/s

xj——j方向的坐標(biāo),m

Yi——組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)

Yi*——經(jīng)過一個(gè)τ*時(shí)間的反應(yīng)后細(xì)微尺度內(nèi)組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)

α——吸收系數(shù),1/m

Γφ——廣義擴(kuò)散系數(shù)

ε——湍動(dòng)能的耗散率,m2/s3

ν——?dú)怏w運(yùn)動(dòng)黏度,m2/s

ξ*——細(xì)微尺度長(zhǎng)度分?jǐn)?shù)

ρ——?dú)怏w密度,kg/m3

σ——Stefan-Boltzmann 常 數(shù),σ=5.672×10-8W/(m2?K4)

σS——散射系數(shù),1/m

τ*——反應(yīng)時(shí)間尺度

Φ——相函數(shù)

φ——因變量

Ω'——立體角