劉文廣 解 輝 劉 朝

(1.中國石油集團(tuán)工程設(shè)計(jì)有限責(zé)任公司西南分公司)

(2.低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 3.重慶大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院)

隨著國家對環(huán)境保護(hù)要求的日趨嚴(yán)格和裝置設(shè)備科學(xué)合理設(shè)計(jì)的要求，從脫硫裝置含H2S酸氣中回收硫磺越來越受到重視[1-3]。國內(nèi)天然氣凈化廠建造了許多硫磺回收裝置用于處理含H2S的酸性氣體，其中Claus工藝應(yīng)用最為廣泛。其原理是使1/3(φ)的H2S燃燒并生成SO2，再將生成的SO2與剩余的H2S經(jīng)Claus催化反應(yīng)生成硫磺和水。2004年，全球以Claus工藝生產(chǎn)的硫磺量已超過4.6×107t。因此，提高Claus硫磺回收裝置的硫回收率對于減少環(huán)境污染具有非常重要的意義[4-6]。

面臨環(huán)保要求日益嚴(yán)格的現(xiàn)狀，硫磺回收裝置在天然氣加工企業(yè)中的地位日益提升。在硫磺回收裝置的主要設(shè)備中，燃燒爐、再熱爐、反應(yīng)器、換熱器等的可靠性、穩(wěn)定性及先進(jìn)性已成為制約裝置長周期安全運(yùn)行的關(guān)鍵因素[7-8]。在生產(chǎn)過程中，因工況變化等原因，可能造成再熱爐局部超溫，從而帶來安全問題[9-12]。燃料氣在燃燒時(shí)，若爐內(nèi)溫度分布不均勻，易造成局部超溫現(xiàn)象，燒毀爐體。為解決此問題，工程上采用引入保護(hù)風(fēng)的方式降低爐內(nèi)局部溫度，防止再熱爐內(nèi)壁超溫，從而保證爐體的安全。因此，有必要對再熱爐內(nèi)的流動(dòng)燃燒過程開展研究。但由于實(shí)驗(yàn)工作量和測試等原因，要進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究較為困難[13]。因此，以生產(chǎn)中的再熱爐為實(shí)物模型，采用FLUENT軟件對其進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果具有重要的工程指導(dǎo)意義。

1 物理和數(shù)學(xué)模型

1.1 再熱爐模型

圖1為天然氣生產(chǎn)過程中使用的H-1402(1-6)-H01型再熱爐計(jì)算模型，其總長度約10 m，爐體前部半徑為0.7 m，后部半徑為1 m。其工藝過程為：在前部燃燒器部分，空氣從圓筒周圍均勻流入，經(jīng)導(dǎo)流板后進(jìn)入燃燒室；中間為燃料氣入口，燃料氣進(jìn)入燃燒器后與空氣混合，在燃燒室中燃燒。燃燒室前的小孔為保護(hù)風(fēng)進(jìn)口，均勻分布在燃燒器的圓筒周圍,其作用是保護(hù)燃燒器和附近爐壁面，防止高溫的產(chǎn)生。過程氣從圓筒周圍均勻流入，經(jīng)爐壁上的開孔流入爐體內(nèi)部。在爐體中間部分，高溫的燃燒氣體與過程氣發(fā)生混合，過程氣被加熱。

為使研究結(jié)果對工程有指導(dǎo)意義，對再熱爐實(shí)體進(jìn)行簡化后，建立了相應(yīng)的計(jì)算模型。

1.2 數(shù)學(xué)模型

對于燃燒爐內(nèi)氣體的流動(dòng)混合問題，采用RNG k-ε雙方程模型來模擬，其連續(xù)方程、 動(dòng)量方程、能量方程及k-ε方程的通用形式見式(1)。

(1)

式中, Φ為自變量；ρ為密度，kg/m3；ГΦ為擴(kuò)散系數(shù)；SΦ為相應(yīng)的源項(xiàng)。各自變量Φ及ГΦ、SΦ列于表1。

表1 通用方程中各項(xiàng)含義

式中，x，y，z為直角坐標(biāo)系的3個(gè)方向，V為速度，m/s；p為壓力，Pa；μeff為有效黏度，Pa·s；H為焓，kJ；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；c為比熱，kJ/K；λ為容積發(fā)熱率，kJ/m3；經(jīng)驗(yàn)常數(shù)可取C1=1.5～2.2，C2=0.4～0.5，σε,eff=1.2。

其中，Gk的計(jì)算見式(2)。

(2)

式中，μeff=μt+μl，μt=Cμρk2/ε；μl為分子動(dòng)力黏度，Pa·s；Cμ=0.09；ρ為密度，kg/m3；k為紊流動(dòng)能，kJ；ε為紊流耗散率，kJ/s。

采用渦旋(ElectricalBoardDescription,以下簡稱EBD)和概率密度函數(shù)(ProbabilityDensityFunction，以下簡稱PDF)模型模擬燃燒過程。

輻射過程求解采用P-1輻射模型[14],對于輻射熱流qr可得：

-qr=aG-4aσT4

(3)

式中，qr為輻射熱流，W/m2；a為吸收系數(shù)；G為入射輻射能量密度，W/m2；σ為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)，σ=5.67×10-8W/(m2·K)；T為溫度，K。

式(3)可直接代入能量方程，從而得到由于輻射所引起的熱量源或匯。

1.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

幾何模型建立后，利用Gambit軟件對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于模型的幾何形狀復(fù)雜，計(jì)算區(qū)域較大，為能最大限度地減少數(shù)值誤差和控制計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分單元數(shù)，加快數(shù)值計(jì)算的收斂速度，需要將整個(gè)模型分割成若干個(gè)子模塊。如圖2所示，計(jì)算區(qū)域分成了燃燒器、爐體前部、過程氣流入部分、爐體后部等5個(gè)子區(qū)域及保護(hù)風(fēng)入口。對模型中大部分子模塊使用了六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為20 mm。燃燒器和過程氣流入部分區(qū)域結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，使用了四面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格。對于燃料氣流道較小部分，網(wǎng)格尺寸為2 mm。在進(jìn)行區(qū)域離散計(jì)算的時(shí)候，采用了容積拆分的方法，將整個(gè)計(jì)算區(qū)域分離成9個(gè)模塊，分別為燃燒器主體、燃料氣細(xì)流道、燃燒器與爐體接口、過程氣流入前段、過程氣流入中段、過程氣流入后段、過渡段、燃燒器后部、出口部分，網(wǎng)格尺寸從2～20 mm不等，各模塊之間分別用界面進(jìn)行連接。由于進(jìn)行再熱爐實(shí)體模型計(jì)算，網(wǎng)格數(shù)目較多，計(jì)算占用CPU時(shí)間非常長。在對計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間進(jìn)行綜合考慮后，通過收斂性計(jì)算表明，計(jì)算網(wǎng)格約1 000萬時(shí)具有較好的收斂性和計(jì)算精度。通過爐壁散熱與燃料燃燒釋放熱量相比要小得多，可以忽略不計(jì)。因此，在模擬計(jì)算中，壁面可以按絕熱考慮。

表2 計(jì)算參數(shù)設(shè)置

表3 過程氣組成

模型的邊界條件：設(shè)置天然氣管道進(jìn)口截面為燃?xì)赓|(zhì)量進(jìn)口，空氣管道進(jìn)口截面為空氣質(zhì)量進(jìn)口，過程氣以及保護(hù)氣進(jìn)口截面為質(zhì)量進(jìn)口，燃燒室出口截面為質(zhì)量出口，燃燒室的壁面設(shè)置成絕熱壁面邊界條件。根據(jù)現(xiàn)場運(yùn)行參數(shù)，具體計(jì)算參數(shù)設(shè)置見表2，過程氣和燃料氣的組成見表3和表4。

表4 燃料氣組成

1.4 求解方法

對于再熱爐爐內(nèi)復(fù)雜的三維湍流對流擴(kuò)散、組分混合及燃燒、輻射的流動(dòng)傳熱耦合問題，采用Baliga & Patankar提出的控制容積有限元法(Control Volume based Finite Element Method, 簡稱CVFEM)進(jìn)行求解。控制方程的對流項(xiàng)采用Rhie和Chow提出的二階上風(fēng)格式進(jìn)行離散，擴(kuò)散項(xiàng)采用線性插值多項(xiàng)式進(jìn)行計(jì)算，速度與壓力的耦合采用SIMPLE算法處理。由于模擬研究的再熱爐內(nèi)速度場、濃度場以及溫度場相互耦合，采用欠松弛因子進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)需要，速度和壓力的欠松弛因子取為0.1～0.2。

2 結(jié)果與分析

為全面了解保護(hù)風(fēng)的作用，針對過程氣流量最大的工況，分別模擬了保護(hù)風(fēng)流量為0、2 000 m3/h、4 000 m3/h和6 000 m3/h時(shí)的爐內(nèi)燃燒工況。在不同的保護(hù)風(fēng)量條件下，再熱爐爐內(nèi)的速度場分布是不同的。爐內(nèi)速度場分布的模擬結(jié)果如圖3(無保護(hù)風(fēng)時(shí))和圖4(保護(hù)風(fēng)量為6 000 m3/h時(shí))所示(圖3～圖4中速度單位均為m/s)。

從圖3中可以看出，燃料氣在爐內(nèi)軸向3.5 m范圍內(nèi)燃燒，無保護(hù)風(fēng)作用。圖4表明保護(hù)風(fēng)可以一直流動(dòng)到壁面過程氣入口處。在不同流量下，保護(hù)風(fēng)具有不同的流動(dòng)范圍，這必將影響爐內(nèi)溫度場分布，從而影響壁面溫度分布。

圖5為無保護(hù)風(fēng)時(shí)，再熱爐爐內(nèi)的溫度場分布。圖6為保護(hù)風(fēng)量為6 000 m3/h時(shí)，再熱爐爐內(nèi)的溫度場分布(圖5、圖6中溫度單位均為K)。根據(jù)流場分析可知，保護(hù)風(fēng)隨著流量的不同，其向前流動(dòng)的范圍不同，直接影響了爐體壁面的溫度場分布。明顯可以看出有保護(hù)風(fēng)時(shí)，爐體內(nèi)的溫度場分布受到了顯著的影響。無保護(hù)風(fēng)時(shí)，圖5表明從燃燒器噴出口處到爐體約3.5 m處，壁面處溫度較高。圖6表明保護(hù)風(fēng)流量為6 000 m3/h時(shí)，保護(hù)風(fēng)從壁面圓周處流入，直接降低了流入口附近的壁面溫度，且保護(hù)風(fēng)可以保持一直向前流動(dòng)，與壁面上過程氣入口處的過程氣混合，全面保護(hù)了再熱爐前端高溫爐體部分。

前述計(jì)算假設(shè)壁面絕熱，在分析爐體內(nèi)部溫度和壁面溫度時(shí)，可以用靠近壁面的氣體溫度作為爐體壁面的溫度來分析。圖7為不同保護(hù)風(fēng)流量下的壁面溫度分布圖。

無保護(hù)風(fēng)時(shí)，爐墻內(nèi)壁面溫度最高達(dá)到1 500 K，入口溫度在0.75 m處就達(dá)到1 100 K。顯然，在實(shí)際生產(chǎn)過程中，由于工況變化等原因，爐體內(nèi)部完全可能出現(xiàn)局部超溫現(xiàn)象，造成襯里耐火材料的損壞。當(dāng)保護(hù)風(fēng)流量為2 000 m3/h時(shí)，爐墻內(nèi)壁面溫度最高為1 100 K左右，入口溫度在1.5 m處迅速升高到1 100 K。當(dāng)保護(hù)風(fēng)流量為6 000 m3/h時(shí)，爐墻內(nèi)壁面溫度最高為750 K左右，入口溫度在2.2 m左右才升高至不到800 K。當(dāng)保護(hù)風(fēng)流量為6 000 m3/h時(shí)，由于流量足夠大，可沿著壁面一直“沖”到過程氣入口處，對壁面的保護(hù)范圍更廣。分別取過程氣流量為最小、中間、正常時(shí)所對應(yīng)的最佳保護(hù)風(fēng)流量，擬合得到保護(hù)風(fēng)流量隨過程氣流量變化的函數(shù)關(guān)系：

VB=0.168 51×VG-2 000

(4)

式中，VB為保護(hù)風(fēng)流量，m3/h；VG為過程氣總流量，m3/h。

3 結(jié) 論

采用FLUENT軟件對Claus硫磺回收過程中再熱爐內(nèi)流動(dòng)燃燒過程及保護(hù)風(fēng)作用進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，得出以下結(jié)論：

(1)針對H-1402(1-6)-H01型再熱爐進(jìn)行的數(shù)值模擬研究，對天然氣工業(yè)其他大型燃燒裝置的研究有一定的指導(dǎo)作用。

(2) 隨著保護(hù)風(fēng)量的增加，爐墻內(nèi)壁面溫度有較大程度的下降。在模擬研究條件下，過程氣流量最大時(shí)，保護(hù)風(fēng)流量為6 000 m3/h，爐墻內(nèi)壁面溫度最高從無保護(hù)風(fēng)時(shí)的1 500 K下降為低于800 K。保護(hù)風(fēng)在有效保護(hù)壁面的同時(shí)，對工藝生產(chǎn)沒有造成影響。

(3) 通過擬合，得到保護(hù)風(fēng)流量隨過程氣流量變化的函數(shù)關(guān)系，對實(shí)際生產(chǎn)有一定的指導(dǎo)意義。

參考文獻(xiàn)

[1] 冀剛. 克勞斯硫磺回收過程工藝的研究[D]. 青島：青島科技大學(xué)，2009.

[2] 尚念剛，李天文，孫烈剛，等. 液體硫磺與氫氣合成硫化氫新工藝[J]. 現(xiàn)代化工,2012,32(12):90-92.

[3] 常宏崗，熊鋼. 大型高含硫氣田安全開采及硫磺回收技術(shù)[J]. 天然氣工業(yè),2012,41(12)：85-91.

[4] 王明麗. 克勞斯法硫磺回收工藝技術(shù)現(xiàn)狀及前景展望[J]. 化工中間體，2010(4)：11-17.

[5] 溫崇榮，袁杰，陳昌介，等. 消化吸收國外先進(jìn)技術(shù)，加快硫磺回收技術(shù)的發(fā)展[J]. 石油與天然氣化工，2005，34(1):40-42.

[6] 金洲. 降低硫磺回收裝置煙氣中SO2排放問題探討[J]. 石油與天然氣化工，2012，41(5):473-478.

[7] 張利亞，宋文中，張秀英. 硫磺回收超級(jí)克勞斯工藝設(shè)備常見故障的處理[J]. 油氣田地面工程，2012，31(12):30-31.

[8] 邱奎，王曉東，王軍. 影響硫磺色度的原因分析與對策措施[J]. 石油與天然氣化工，2006，35(5):379-381.

[9] 宋全喜. 硫磺回收裝置酸性氣燃燒爐耐高溫襯里材料選擇[J]. 石油化工設(shè)備，2012，41(1)：85-88.

[10] 郭擁軍. 硫磺回收裝置中酸性氣燃燒爐爐襯的選擇優(yōu)化[J].河南化工，2007，24(9)：36-37.

[11] 韓桂蘭, 楊虎俊. 硫磺回收裝置酸性氣燃燒爐分析[J].河北化工，2006，31(2)：47-49.

[12] 聶仕榮，張文昌. 焚燒爐在普光氣田高含硫氣井試氣中的應(yīng)用[J].天然氣工業(yè)，2009，29(6)：113-116.

[13] 楊仲卿，郭名女，耿豪杰，等. 頁巖氣燃燒器燃燒特性的數(shù)值模擬[J].天然氣工業(yè)，2013，33(7)：113-117.

[14] 王應(yīng)時(shí)，范維澄，周力行，等. 燃燒過程數(shù)值計(jì)算[M]. 北京：科學(xué)出版社，1986.