氣態(tài)烴非催化部分氧化燒嘴端面?zhèn)鳠徇^程研究

楊曹立，高 瑞，代正華，梁欽鋒，王輔臣

（華東理工大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，上海市煤氣化工程技術(shù)研究中心，上海200237）

天然氣、焦爐氣等以CH4為主要組成的氣態(tài)烴是目前全球范圍內(nèi)重要的能源化工原料。隨著“一帶一路”的推行，我國將與中東、中亞、東歐諸國建立合作，利用天然氣生產(chǎn)甲醇、乙二醇、異氰酸酯等多種產(chǎn)品[1]。我國對焦爐氣的合理利用不僅能緩解能源不足的現(xiàn)狀，而且避免了氣體排放帶來的嚴重的環(huán)境污染[2]。因此，對天然氣、焦爐氣等資源進行合理利用將產(chǎn)生明顯的經(jīng)濟效益和環(huán)境效益。

非催化部分氧化是氣態(tài)烴生產(chǎn)利用的一項重要技術(shù)，該技術(shù)利用高溫反應(yīng)過程在沒有催化劑的條件下生產(chǎn)合成氣，其工藝成熟，對原料要求低，不需要對微量焦油進行脫油、有機硫脫除等預(yù)處理過程[3]。目前采用該技術(shù)的燒嘴整體使用壽命較長，主要存在的問題為燒嘴水冷夾套燒蝕，因此在燒嘴結(jié)構(gòu)上還存在較大的優(yōu)化空間。

非催化部分氧化中氣態(tài)烴與O2反應(yīng)劇烈，使得轉(zhuǎn)化爐一直處于高溫狀態(tài)，縮減了燒嘴等關(guān)鍵設(shè)備的使用壽命，研究表明[4]改變燒嘴的進料形式可以影響該燃燒過程，優(yōu)化燒嘴工作環(huán)境，延長使用壽命。F?rster 等[5]比較了CH4在非催化部分氧化過程中進料形式變化產(chǎn)生的影響，在射流進料、旋流進料、平行進料、球形進料等4種形式下其燃燒火焰分布完全不同，氣體產(chǎn)物組分、燃燒溫度均有所變化。Li 等[6]研究了CH4和O2流道的變化對非催化部分氧化火焰燃燒形態(tài)產(chǎn)生的影響，其結(jié)果表明改變燒嘴流道組織將會改變?nèi)紵螒B(tài)，影響火焰溫度，當CH4與O2以反擴散形式入爐時，將使得燃燒溫度大幅降低。Lamige等[7]研究了CH4與空氣非預(yù)混燃燒過程中的火焰狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)隨著燃料氣射流速度的增加，燒嘴端面溫度會呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

為了使氣態(tài)烴非催化部分氧化制備的合成氣中H2、CO的配比直接滿足下游化工合成的要求，通常采用在轉(zhuǎn)化爐中加入CO2或水蒸氣的方式，該過程省卻變換裝置，同時CO2的通入為改善燒嘴端面?zhèn)鳠釀?chuàng)造了條件。本文通過數(shù)值模擬的方法，以CH4為主要氣態(tài)烴原料，分析計算了CO2通道添加在O2和CH4通道之間的三通道燒嘴以及CO2加入O2管線稀釋O2的雙通道燒嘴中轉(zhuǎn)化爐燃燒溫度的分布、燒嘴端面?zhèn)鳠崃俊⒍嗣鏈囟群蜔釕?yīng)力的情況，為工業(yè)燒嘴的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了理論基礎(chǔ)。

1 計算模型

1.1 建模過程

利用Fluent 軟件建立CH4非催化部分氧化模型，該模型能夠計算不同燒嘴流道組織下轉(zhuǎn)化爐溫度分布以及燒嘴端面受到的傳熱情況，得到的傳熱情況可以作為燒嘴頭部的三維受熱分析模型的邊界條件。該模型可以得到燒嘴端面溫度的三維分布，通過ANSYS有限元分析后計算得到燒嘴端面的熱應(yīng)力分布情況，該建模過程示意圖如圖1所示。

圖1 模型構(gòu)建示意圖Fig.1 Model construction diagram

1.2 建模對象及操作參數(shù)

模型計算選用文獻[8]的CH4非催化部分氧化轉(zhuǎn)化爐為對象，該計算模型已由文獻[6]驗證完成，本文在此研究的基礎(chǔ)上進一步研究燒嘴流道組織對燒嘴端面?zhèn)鳠岬挠绊懀渲腥ǖ罒旄鱾€流道出口截面積從內(nèi)到外分別為1.77、2.55、2.58 mm2，為保持雙通道燒嘴氣體流速與三通道燒嘴氣體流速接近，雙通道燒嘴從內(nèi)到外各個流道出口截面積為2.37、2.52 mm2。三通道燒嘴外側(cè)端面寬度與雙通道燒嘴外側(cè)端面寬度相同，以保證2種燒嘴流道組織外的冷卻水夾套尺寸相同。

非催化部分氧化模型采用二維軸對稱網(wǎng)格，整個計算區(qū)域長800 mm，寬50 mm，總計具有42868個網(wǎng)格。燒嘴受熱分析模型構(gòu)建了噴嘴端面附近的三維網(wǎng)格，其中三通道模型總計239077 個網(wǎng)格，雙通道模型總計143043個網(wǎng)格。各燒嘴流道進口壓力相同，各氣體氣速與氣體流量等如表1所示，三通道燒嘴和雙通道燒嘴結(jié)構(gòu)截面圖如圖2所示。轉(zhuǎn)化爐及燒嘴網(wǎng)格示意圖如圖3所示，燒嘴熱應(yīng)力分析中所需要的Incoloy 600耐高溫材料的物性參數(shù)采用文獻[9]的數(shù)據(jù)。

表1 燒嘴各通道介質(zhì)、速度、流量和溫度Table 1 Species, velocity,flow and temperature of each burner channel

圖2 三通道燒嘴和雙通道燒嘴結(jié)構(gòu)截面圖Fig.2 Sectional view of three-channel burner and two-channel burner

1.3 模型選擇和建立

1.3.1 爐內(nèi)溫度場模擬 模擬計算采用雷諾平均模擬的方式，湍流模型采用Realizablek-ε模型（k和ε分別為湍流動能和耗散率）。燃燒模型采用渦耗散概念（EDC）模型，該模型廣泛應(yīng)用于高溫射流火焰模擬過程中[10-11]，其結(jié)果準確度也被證明可信度較高[12]。假設(shè)化學(xué)反應(yīng)發(fā)生在流體場中的一個細小結(jié)構(gòu)中，該結(jié)構(gòu)的長度尺度( ξ?)為[11]：

式中：Cξ為體積分數(shù)常數(shù)，默認值為2.137 7；γ為運動黏度。

反應(yīng)物在該細小結(jié)構(gòu)中的停留時間 (τ?)為：

圖3 轉(zhuǎn)化爐及燒嘴網(wǎng)格示意圖Fig.3 Schematic diagram of the reformer and burner mesh

式中：Cτ為時間尺度常數(shù)，默認值為0.4083。

經(jīng)過時間 τ?后發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，組分i的平均反應(yīng)生成速率（Ri）為：

反應(yīng)機理模型采用了Gri3.0反應(yīng)機理[13]。熱輻射模型采用了離散坐標（DO）模型，反應(yīng)過程中氣體混合物的輻射吸收系數(shù)通過灰色氣體加權(quán)（WSGGM）模型計算得到。

1.3.2 傳熱和應(yīng)力 按照圖2所示的燒嘴結(jié)構(gòu)建立ANSYS有限元模型，該模型將噴嘴頭部受熱分析模型中計算得到的溫度分布作為初始條件，通過材料的熱-結(jié)構(gòu)特性即可求得燒嘴熱應(yīng)力分布情況，熱應(yīng)力的基本計算方程如下[14]：

式中：ζ為總應(yīng)變向量；D為彈性剛度矩陣；α為熱膨脹系數(shù)；ΔT為溫度變化；S為能量密度；ρi為材料密度；Cp為恒定壓力下的比熱容；σ為材料的楊氏模量。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與討論

2.1 流道組織變化對火焰溫度場的影響

圖4為兩種燒嘴流道組織下整個轉(zhuǎn)化爐的溫度分布圖，其中r表示爐膛的徑向長度，x表示爐膛的軸向長度。由圖可以看出，在兩種燒嘴流道組織下轉(zhuǎn)化爐溫度分布情況較為相似，氣體由噴嘴噴出后經(jīng)歷急劇升溫發(fā)生燃燒，所產(chǎn)生的高溫區(qū)也集中于轉(zhuǎn)化爐上部。由于整個反應(yīng)過程是一個反應(yīng)與流動耦合的過程，因此燒嘴流道組織的變化將使得氣體混合過程發(fā)生變化，從而影響氣體反應(yīng)溫度。雙通道燒嘴燃燒最高溫度（1 513 K）較三通道燒嘴燃燒最高溫度（1 581 K）低68 K。雙通道燒嘴利用CO2稀釋O2的方式有效降低燃燒反應(yīng)的強度，使得雙通道燒嘴產(chǎn)生的燃燒溫度有所降低。

圖4 三通道燒嘴和雙通道燒嘴轉(zhuǎn)化爐溫度分布Fig.4 Temperature distribution of the reformer of three-channel burner and two-channel burner

燒嘴出口附近的溫度分布如圖5所示，燒嘴流道組織的變化還將使得燒嘴出口附近燃燒溫度分布發(fā)生變化。在三通道燒嘴中O2與CO2發(fā)生射流混合后才與CH4發(fā)生接觸反應(yīng)，使得高溫區(qū)域與噴嘴距離有所增加，降低了燒嘴端面附近的燃燒溫度；而雙通道燒嘴中O2經(jīng)過CO2稀釋，其高溫區(qū)域雖離噴嘴較近，但總體燃燒溫度較低。

2.2 流道組織變化對燒嘴端面?zhèn)鳠崃康挠绊?/h3>

表2示出了三通道燒嘴和雙通道燒嘴各個端面在轉(zhuǎn)化爐中受到的傳熱情況。在輻射傳熱方面，雙通道燒嘴各個端面上的輻射傳熱量均小于三通道燒嘴端面的輻射傳熱量，這是由于燒嘴端面受到的輻射傳熱量主要受到氣體燃燒溫度的影響，雙通道燒嘴有效地降低了反應(yīng)強度，其轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的火焰燃燒溫度有效降低，因而雙通道燒嘴各個端面上受到的輻射傳熱量較小。

圖5 三通道燒嘴和雙通道燒嘴出口附近溫度分布Fig.5 Temperature distribution near the outlet of three-channel burner and two-channel burner

在對流傳熱方面，固體表面與流動氣體之間的對流傳熱實驗經(jīng)驗表明對流傳熱系數(shù)與流動雷諾數(shù)（Re）有關(guān)[15]。Re越大表明氣體湍流程度越大，對流傳熱系數(shù)也越大。根據(jù)Beer 等[16]給出的同軸射流出口Re計算公式可以得出三通道燒嘴和雙通道燒嘴出口Re分別為20 485和24 912，雙通道燒嘴增大了燒嘴出口Re，增強了燒嘴端面與高溫氣體之間的對流換熱情況；另一方面雙通道燒嘴端面與燃燒高溫區(qū)較近，燒嘴端面受到的高溫氣體的對流傳熱更強。因此在對流傳熱方面，雙通道燒嘴受到的傳熱量更多。

綜合來看，如表2所示，雙通道燒嘴外側(cè)端面總傳熱量（φt）相對于三通道燒嘴外側(cè)端面總傳熱量減少約10%；燒嘴內(nèi)部端面受到的傳熱量較少，其端面熱量主要依靠氣體流動冷卻。燒嘴外側(cè)端面受到轉(zhuǎn)化爐高溫氣體和高溫火焰的影響，其受到的傳熱量較大，該處端面需要依靠外加冷卻水冷卻以實現(xiàn)燒嘴的正常工作。三通道燒嘴增加了高溫區(qū)域與端面之間的距離，有效降低了端面受到的對流傳熱量；雙通道燒嘴通過稀釋O2的方式降低了燃燒溫度，在減小端面受到的總傳熱量上更有優(yōu)勢。

2.3 流道組織變化對燒嘴端面溫度的影響

兩種燒嘴端面溫度分布如圖6所示，兩種燒嘴流道組織中，雙通道燒嘴端面溫度小于430 K，而三通道燒嘴端面最高溫度大于430 K，且雙通道燒嘴最外側(cè)端面上高溫區(qū)域更少，顯然雙通道燒嘴的溫度分布更具優(yōu)勢。燒嘴端面最高溫度均在材料可承受范圍內(nèi)。燒嘴最外側(cè)端面主要受到冷卻水流動冷卻，其最高溫度大小規(guī)律與該端面受到的總傳熱量大小規(guī)律相符。

燒嘴流道組織內(nèi)部端面上的傳熱量主要通過兩側(cè)氣體流動散熱，周圍氣體流速越快將越有利于端面散熱，有效降低端面溫度。兩種燒嘴內(nèi)側(cè)端面溫度十分接近，計算結(jié)果顯示雙通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面溫度略低一些。這是由于雙通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面兩側(cè)流動的是O2、CO2混合氣和CH4，其流速均較高，而三通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面和中間端面均有一側(cè)流動的是低速的CO2氣體，使得三通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面的溫度較雙通道燒嘴溫度略高一些。

2.4 流道組織變化對燒嘴端面熱應(yīng)力的影響

通過ANSYS有限元計算得到的燒嘴端面上的Von-Mises等效熱應(yīng)力分布如圖7所示。根據(jù)現(xiàn)行美國材料實驗協(xié)會（ASTM）的高溫耐熱鎳鉻合金鋼標準，兩種流道組織受到的最大熱應(yīng)力值均小于材料最大許用應(yīng)力0.550×109Pa[17]，兩種燒嘴流道組織情況滿足材料使用要求。

由于燒嘴端面熱應(yīng)力分布差距較大，最大熱應(yīng)力僅位于燒嘴最外側(cè)端面靠近氣體流道處。這主要由于燒嘴端面受到的熱應(yīng)力值與端面上的溫度梯度有關(guān)，燒嘴端面大部分區(qū)域由冷卻水散熱，溫度梯度變化不大，而在靠近氣體流道處金屬導(dǎo)熱、散熱快，形成了較大的溫度梯度，同時在氣體流道附近的氣流流動進一步加強了端面附近的溫度梯度的產(chǎn)生，使得燒嘴端面在該處產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力。

表2 三通道燒嘴和雙通道燒嘴傳熱量Table 2 Heat transfer of three-channel burner and two-channel burner

圖6 燒嘴端面溫度分布Fig.6 Temperature distribution of burner rim

圖7 燒嘴端面熱應(yīng)力分布Fig.7 Thermal stressdistribution of burner rim

兩種燒嘴流道組織內(nèi)側(cè)端面應(yīng)力分布總體較為平均，其熱應(yīng)力值較外側(cè)端面也略小。三通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面和中間端面的平均熱應(yīng)力分別為0.175×109Pa 和0.173×109Pa，而雙通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面平均熱應(yīng)力為0.160×109Pa。三通道燒嘴內(nèi)側(cè)端面在CO2流道附近產(chǎn)生了較大的溫度梯度，因而其熱應(yīng)力值也較大。

3 結(jié) 論

本文以CO2加入氣態(tài)烴非催化轉(zhuǎn)化爐生產(chǎn)H2、CO為背景，研究了燒嘴流道組織變化對燒嘴端面的傳熱量、溫度和熱應(yīng)力的影響，結(jié)論如下：

（1）當CO2在O2和CH4之間的三通道燒嘴進料時，其燃燒產(chǎn)生的高溫區(qū)域遠離燒嘴端面，而通過CO2稀釋O2的雙通道燒嘴進料時，其燃燒溫度更低。這就使得兩種燒嘴端面?zhèn)鳠崃堪l(fā)生變化，雙通道燒嘴最外側(cè)端面的總傳熱量較三通道燒嘴外側(cè)端面總傳熱量減小約10%。

（2）外側(cè)端面上雙通道燒嘴的最高溫度和最大熱應(yīng)力值分別小于三通道燒嘴的最高溫度和最大熱應(yīng)力值，雙通道燒嘴在端面溫度和熱應(yīng)力的分布上也具有優(yōu)勢。