硫回收純氧燃燒器旋流性能分析

劉 靜，時明偉

（北京航化節(jié)能環(huán)保技術有限公司，北京 100176）

隨著環(huán)保要求的升級，對SO2排放量及油品含硫量控制日趨嚴格?？藙谒沽蚧厥展に囀且环N以制取硫磺為目標的酸性氣脫硫工藝[1]。在該工藝流程中，核心設備主反應爐燃燒器工作性能的優(yōu)劣對整個工藝流程的硫回收效果尤為關鍵。約有三分之一的酸性氣需要和氧反應生成SO2，生成的SO2再和H2S反應生成單質(zhì)硫。所以對于主燃燒器來說，燃燒反應是欠氧反應，氧氣的流量是需要按比例嚴格控制的。在運行過程中，不僅需要讓酸性氣與氧充分反應，還需要組織好未被氧化的酸性氣與SO2生成單質(zhì)硫的反應[2]。特別是近年來興起的純氧或富氧克勞斯工藝，由于純氧或富氧的氧氣濃度比空氣高導致燃燒反應溫度高，從燃燒器的設計和組織燃燒來說著火點的控制和火焰造型等問題對燃燒器的設計提出了更高的要求。

目前國內(nèi)克勞斯硫回收工藝使用的主燃燒器中進口品牌有荷蘭Duiker、加拿大HEC和美國Johnzink等[3]，國內(nèi)品牌有航天石化，洛陽瑞昌等。燃燒器主要分為兩大類：半預混式和擴散式。其中，由于半預混形式在酸氣和純氧進入燃燒室之前部分摻混，反應速度快，燃燒火焰較擴散式短，運行更加穩(wěn)定，所以具有更廣泛的應用。

本文對純氧半預混主燃燒器的核心部件旋流器進行了研究，通過數(shù)值模擬分析了不同旋流器對擴散和燃燒流場的影響，為旋流器的設計提供了依據(jù)，并給出了優(yōu)化解決方案。

1 設計方法簡介

模擬的純氧燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖中N1口是酸氣進口，酸氣進入燃燒器后首先通過布風器分配均勻，然后經(jīng)過旋流器，從旋流器流出后進入喉口，與純氧進行著火前的預摻混。而N2口是純氧進口，由于純氧來氣壓力較高，一般采用噴槍的形式。純氧通過噴頭噴射，摻入酸氣中，隨著酸氣的旋流進行混合，然后著火燃燒。

圖1 純氧燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖

計算參數(shù)見表1。

表1 純氧工況設計參數(shù)

2 數(shù)學模型及計算方法

2.1 旋流強度的定義

旋流器作為燃燒器的重要組成部件，主要的功能是使氣流產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，以加強物料之間的摻混。旋流器最重要的一個設計參數(shù)就是旋流強度。旋流強度是表征旋轉(zhuǎn)射流的一個重要的無因次準則數(shù)，以氣流切向旋轉(zhuǎn)動量矩與軸向動量矩之比定義為旋流強度n[4]。

旋轉(zhuǎn)動量矩M=ρQWtR

軸向動量K=ρQWaL

最終旋流強度定義為：

式中：ρ—氣相密度，kg/m3

Q—氣體流量，m3/s

Wt，Wa—氣體切向速度和軸向速度，m/s

R—氣流旋轉(zhuǎn)半徑，m

L—定性尺寸，πd0/8，m

d0—喉口直徑，m

2.2 化學反應模型

主要考慮了以下化學反應[5]：

該工藝反應中，有三分之一的含H2S的酸性氣先與O2反應，生成SO2。其余三分之二的酸性氣與生成的SO2反應，生成單質(zhì)硫。

2.3 計算建模

數(shù)值計算采用Fluent計算軟件，流動計算采用基于壓力求解的雷諾平均N-S方程，湍流模型采用Realizable k-ε模型，近壁模型采用標準壁面函數(shù)?；瘜W反應采用EDC（Eddy-Dissipation Concept）模型。

為減少計算網(wǎng)格提高計算效率，將原模型簡化為軸對稱結(jié)構(gòu)，取1/4為計算區(qū)域。網(wǎng)格采用四面體和六面體混合網(wǎng)格，總數(shù)約78萬。對稱邊界采用周期性邊界條件。

模型圖和局部細節(jié)如圖2所示。

圖2 純氧燃燒器建模圖

3 結(jié)果與分析

對純氧燃燒器在不同旋流強度條件下進行了數(shù)值模擬。首先進行了冷流狀態(tài)下的摻混計算，在摻混計算結(jié)果滿足收斂條件的情況下，加入化學反應模型進行計算，直到計算收斂。

3.1 冷流摻混計算結(jié)果

不同旋流強度下O2的摩爾濃度分布如圖3所示。可以看出，旋流強度為0.8和1.0時的摻混效果更好，在流出喉口以后，整個流場已經(jīng)基本摻混均勻。但旋流強度為0.6的算例結(jié)果顯示，小燃室內(nèi)仍然存在氧濃度分布不均勻的現(xiàn)象，摻混效果相對較差。

圖3 不同旋流強度（0.6、0.8及1.0）下的O2摩爾濃度分布圖

隨著旋流強度的增大，流場中氣流的旋轉(zhuǎn)流動趨勢逐漸增大。不同旋流強度下三維流線分布和截面流線如圖4所示。從三維流線分布看，流場中流線的旋轉(zhuǎn)程度不斷增大。n=0.6的流場中，流線在出口處基本上速度垂直于出口截面方向，無明顯的旋轉(zhuǎn)流動趨勢。n=0.8和1.0的出口速度流線與出口截面存在著一定的角度，明顯存在著切向運動。

圖4 不同旋流強度（0.6、0.8及1.0）下的三維流線和截面流線圖

截面流線分布圖中，從氣流流動的充滿度看，旋流強度越大，切向速度越大，氣流在燃燒室內(nèi)的充滿度越高。n=0.6的流場中，燃燒室上部主流的充滿度只局限于流場中心區(qū)域，周邊空的區(qū)域存在一個弱的大回流區(qū)；而n=0.8的流場，只在小燃室內(nèi)有一些回流；而n=1.0的流場在氣流流出小燃室后，在爐膛內(nèi)全部充滿，流動的組織性較好。從摻混的角度來看，旋流強度越大，流場的湍流效應越明顯，氧氣與酸氣的摻混程度越好。

3.2 化學反應計算結(jié)果

不同旋流強度下化學反應溫度場分布如圖5所示。可以看出，燃燒流場的穩(wěn)定性與摻混流場是一致的。n=0.6的流場，由于摻混效果較差，出現(xiàn)火焰不穩(wěn)定，甚至不能形成固定火焰面，且小燃室內(nèi)靠近襯里壁面處的溫度反而比中心更高，這種情況容易造成襯里損壞；而n=0.8和1.0火焰較為穩(wěn)定。n=1.0的火焰高溫區(qū)集中在爐膛中部，且長度較長，一直延伸到主燃燒室的錐段后。相對來說，n=0.8的流場溫度分布更加均勻，且火焰長度較短，長度范圍控制在小燃室內(nèi)。

圖5 不同旋流強度（0.6，0.8及1.0）下的流場溫度分布圖

小燃室接近出口位置（軸向Z=1.15 m）截面不同旋流強度流場中溫度分布曲線如圖6所示?？梢钥闯?，在小燃室出口處，不同旋流強度所形成的高溫區(qū)分布不同。n=0.6的截面溫度最不均勻，中心溫度940 K，隨著徑向尺寸的增加，溫度逐漸升高，一直升至1 250 K；n=1.0的溫度峰值較明顯，最高溫度1 300 K，且整體溫度水平都在1 100 K以上；n=0.8的溫度峰值和低溫區(qū)的差異最小，整體溫度分布最均勻。

圖6 不同旋流強度流場中軸向Z=1.15 m截面處溫度分布圖

不同旋流強度流場中Z=1.15 m截面處軸向速度分布如圖7所示?？傮w來看流場的軸向速度分布基本一致，均在70～80 m/s之間，且分布趨勢為中間高，四周低。

圖7 不同旋流強度流場中Z=1.15 m截面處軸向速度分布圖

不同旋流強度下S單質(zhì)濃度分布如圖8所示。小燃室內(nèi)S單質(zhì)的生成與反應溫度密切相關，溫度較高的位置對應的生成的S單質(zhì)的量較多。n=0.6時小燃室和爐膛內(nèi)都有S單質(zhì)分布；n=0.8和1.0的圖中，S單質(zhì)從小燃室到出口處，呈現(xiàn)逐步增多的趨勢，化學反應是逐步進行的過程，這也與實際情況是相符的。

圖8 不同旋流強度（0.6，0.8及1.0）下的S單質(zhì)摩爾濃度分布圖

相對應的H2S摩爾濃度分布圖中（見圖9），參加反應的H2S從小燃室到爐膛出口逐步減少。

圖9 不同旋流強度（0.6，0.8及1.0）下的H2S摩爾濃度分布圖

對于燃燒器的設計過程，還需要考慮燃燒器的壓降設計。酸性氣在進入燃燒器后，經(jīng)過一系列部件，氣流的壓力逐漸降低。部件中阻力最大的就是旋流器。對于三種旋流強度的壓降計算結(jié)果見表2。

表2 不同旋流強度（0.6，0.8及1.0）下的壓降

各旋流強度的壓降隨著旋流強度的增加而減小，但總體上數(shù)值差別不大。計算結(jié)果沒有考慮摩擦阻力和局部阻力等加工因素。三種旋流器的阻力降范圍均在4.3～4.4 kPa左右。

4 結(jié)論

對比研究了三種旋流強度的旋流器對硫回收燃燒器流場的影響。從摻混的角度看，旋流強度增大，有利于酸性氣和純氧的摻混，對整個燃燒室的流場流動形式有較大的影響。旋流強度越大，燃燒室流場的回流區(qū)越小，流動在燃燒室里空間利用越充分，越有利于促進摻混。從燃燒的角度看，低旋流強度（n=0.6）會在小燃室產(chǎn)生不均勻的溫度分布區(qū)，甚至發(fā)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象；旋流強度增高后（n=0.8，n=1.0）溫度不均勻性減弱，整個燃燒更加穩(wěn)定。流場中生成單質(zhì)S的摩爾濃度隨著燃燒溫度的升高而增大。在相同的喉口流速條件下，旋流器的阻力隨著旋流強度的變化不大，理論計算結(jié)果一般在4.3～4.4 kPa左右。從摻混過程、燃燒穩(wěn)定性和化學反應等方面綜合來看，推薦的旋流器的旋流強度在0.8～1.0之間。