大型乙烯裂解炉用低NOx燃烧器的结构优选

李 宁 李金科 董金善

（1.南京工业大学机械与动力工程学院；2.天华化工机械及自动化研究设计院有限公司）

乙烯裂解炉是乙烯装置中的龙头设备［1］，燃烧器是乙烯裂解炉中的关键部件，设计要求在稳定燃烧满足工艺要求的同时，符合日益严苛的环保法规对燃烧时污染物的排放要求。 乙烯裂解炉用燃烧器分为底部燃烧器和侧壁燃烧器，底部燃烧器布置在炉膛底部，采用扩散式燃烧，要求火焰形状为扁平扇形；侧壁燃烧器分布在辐射室上部的侧墙上，采用预混式燃烧，要求火焰附着炉墙，无明显火焰且稳定不回火。 以往裂解炉燃烧器的数量较多，燃烧器热负荷较低，对燃烧器的设计要求较低，环保要求并不十分严格。 近年来，随着大能力大型化裂解炉 （10万吨/年、15万吨/年、20万吨/年）的不断发展、炉型的多样化（单炉膛、双炉膛）以及环保意识的增强和环保要求的提高，对燃烧器的设计提出了更高的要求，如火焰形状、火焰长度、炉内热通量分布、NOx排放量等。

目前， 燃烧器的排放物NOx逐渐成为人们密切关注的焦点［2］，根据燃料和燃烧条件的不同，在燃烧过程中主要生成热力型NOx、燃料型NOx和快速型NOx［3，4］。裂解炉燃烧器以天然气为燃料，在燃烧过程中主要生成热力型NOx和快速型NOx［5］，它们都是由空气中的氮与氧在高温环境下发生氧化反应产生的，其中快速型NOx生成量较少，因此热力型NOx是主要形式 （温度越高NOx生成量越大）。 由此可知，裂解炉低NOx燃烧技术的核心在于降低燃烧区的火焰温度，主要采用3种技术：燃料分级技术［6～9］、空气分级技术［10，11］和烟气再循环技术［12～14］。 设计裂解炉低NOx燃烧器时，CFD技术是必不可少的研究手段，OPRINS A等采用涡耗散燃烧模型对裂解炉内的燃烧场进行数值模拟，并耦合了辐射炉管内的裂解反应［15，16］；ZHOU W等均在燃烧器的数值研究中采用了Standard k-ε湍流模型［17～22］；吴筱对中国石化齐鲁公司的SRTGK-VI型裂解炉进行数值模拟， 采用了非预混燃烧的PDF模型和Standard k-ε湍流模型［23］；王海靖对裂解炉内反炉膛烧焦的炉内流场、温度场和化学反应进行了研究［24］；张凡使用Kumar裂解反应动力学模型结合涡耗散概念模型（EDC），研究了炉管内的裂解反应和流动传热过程，并耦合采用非预混PDF燃烧模型对裂解炉内的燃烧场对进行了联合仿真［25］。 笔者将针对开发的新型低NOx燃烧器， 运用CFD模拟分析其流场， 以预测火焰形状，获取炉内温度分布和NOx排放浓度信息，并通过比较不同底部和侧壁供热比（底侧比）的工况得出最佳方案。 再通过热态试验验证CFD模拟结果的正确性， 测试燃烧器工艺和环保方面的性能，测量NOx、CO等污染物的排放数据，获取燃烧器的工艺性能曲线。

1裂解炉简介

笔者现以某石化公司的国内首台单台炉膛20万吨/年产能乙烯裂解炉为研究对象，炉膛高度为13.8 m、 长度为35.5 m、 宽度为4.2 m， 热负荷167.184 MW，由底部燃烧器（48台）和侧壁燃烧器（128台）联合供热，其结构如图1所示。

图1 单炉膛20万吨/年产能乙烯裂解炉结构示意图

2 裂解炉低NOx燃烧器的数值研究

采用CFD模拟分析裂解炉低NOx燃烧器的流场，研究比较不同底侧比（80:20、70:30和60:40）的工况，以预测火焰的形状，并获取炉内温度分布和NOx排放浓度信息，得出最佳方案。

2.1 物理模型和网格划分

裂解炉内燃烧器排布一般较为规律，模拟时截取长度z 方向1 台底部燃烧器中心位置，约1.47 m； 炉膛高度y方向和宽度x方向按照完整的炉膛尺寸建模，整个模型共包含2台底部燃烧器、6台侧壁燃烧器，模型建立去除了固体区域，皆为流体区域，如图2所示。

图2 裂解炉内燃烧数值模拟用模型

燃烧器喷头的最小喷口直径为2 mm，而炉膛净高13 800 mm，由于尺寸的跨度比较大，网格划分困难。 为了保证计算精度，需进行局部网格的精细化处理。 然而，全局网格数量不能过大（超出计算机的计算能力）， 因此网格前处理变得至关重要。

过去，使用ICEM进行网格划分虽然可以获得整齐的六面体网格， 但也存在一些缺点， 由于ICEM六面体网格BLOCK分块层次的原理， 易导致部分区域的网格数量不均匀，同时网格形状和尺寸的变化梯度过大，会在计算过程中引发失真问题。

Fluent Meshing是基于Fluent软件的高性能网格前处理工具， 具备高效的体网格生成技术，并且能够进行多核心并行计算，使网格划分速度远超其他流体网格划分软件。 其中，多面体网格是Fluent软件的独有技术，最新的多面体-六面体网格更能实现六面体网格与多面体网格的节点共连接，完全能自动增加六面体网格的数量，提高了求解效率和精度。

笔者采用Fluent Meshing的多面体-六面体网格方法进行划分，网格数量约1 600万，最小网格尺寸0.5 mm、最大网格尺寸32 mm，网格变化梯度1.2。

2.2 数学模型

现采用Realizable k-ε湍流模型，有限速率/涡耗散燃烧模型，P1辐射模型， 并考虑甲烷在空气中燃烧的二步反应化学机理。 基本控制方程如下。

理想气体状态方程：

式中 p——气体压力，Pa；

R——气体常数；

T——气体温度，K；

W——气体平均摩尔质量，g/mol；

ρ——气体平均密度。

连续性方程：

式中 t——时间；

式中 Bf——体积力；

I——应力张量，Pa；

v——运动黏度，m2/s；

τ→——黏性应力张量，Pa。

组分输运方程：

式中 Di——组分i的质量扩散速度，g/（m2·s）；

Wi——组分i的摩尔质量；

Yi——组分i的质量分数；

NOx计算模型。 笔者研究的裂解炉内燃烧主要反应物为CH4和O2，主要产生热力型NOx和快速型NOx，Fluent内求解NO的质量输运方程为：

式中 D——有效扩散系数；

SNO——NO的源项；

YNO——气体里NO的质量分数。

2.3 边界条件

计算域中共包含4组入口和1个出口， 其中，入口包括底部燃烧器的燃料入口、底部燃烧器的空气入口、侧壁燃烧器的燃料入口以及燃料与空气预混入口。 入口均为质量流速入口，温度设定为27 ℃。 出口则为压力出口。 炉管壁面温度恒设定为980 ℃。 炉墙壁面厚度为320 mm，导热系数为0.1 W/（m·℃）。 在炉墙壁面与27 ℃的空气间存在对流换热，对流换热系数为20 W/（m2·℃）。在计算域的长度方向（z方向）的两侧设有对称面。

2.4 数值计算方法

使用Fluent 软件求解数值， 选用双精度SIMPLE算法求解。 动量方程、湍流方程等的离散格式还选用了二阶精度格式。 连续性方程、动量方程和能量方程迭代收敛的标准设置为1×10-5，NOx迭代收敛的标准设置为1×10-8。 同时，为了保证计算的收敛性，采用亚松弛迭代。

2.5 温度场及流场分析

图3展示了不同底侧比工况下的温度云图，其中xy截面显示了底部燃烧器的中心截面。 图4为炉膛中心位置的温度分布，可以观察到，随着底侧比的增大，炉膛上部（靠近侧烧区域）的温度变化梯度增加；当底侧比为80:20时，侧壁燃烧器提供的热量对温度场的扰动比较小；当底侧比为70:30时， 侧壁燃烧器产生的热流扰动在局部增强，但对远处的炉管影响较小；当底侧比为60:40时，侧壁燃烧器产生的热流扰动已在较大范围对远处的热场产生影响，同时炉管附近也受到一定程度的温度不均的影响，此时一部分的热量已沿着y方向进入横跨段，导致热量浪费。

图3 裂解炉内温度分布云图

图4 裂解炉内y方向温度分布

图5为不同底侧比下的速度流线图， 底部燃烧器的强射流在炉内形成了较大烟气回流。 随着底侧比的增大，侧壁燃烧器对整体流场的扰动随之增大。

图5 裂解炉内速度流线图

2.6 组分及污染物分析

图6分别为y方向CO和O2的摩尔分数曲线，可以看出，0～6 m处曲线相对较为吻合，底部燃烧器的燃烧状态大致相同，8～12 m处有状态差距较大，原因是侧壁燃烧器能力相差较大。 随着底侧比的增大， 侧壁燃烧器处的CO摩尔分数略微增大，说明侧壁燃烧器的燃烧区逐渐变大。

图6 y方向CO、O2摩尔分数曲线

图7 展示了不同工况下NOx含量的变化（1ppm=0.001‰），可以观察到，在底侧比为80:20时，产生的NOx含量最高，随着侧壁燃烧器燃料占比的增加，NOx含量逐渐降低。 这是因为燃料分布越均匀， 炉内整体温度分布也更加均匀，相对高温区域较少，减少了以热力为主的NOx生成。 然而，不能单纯追求低NOx含量，还需考虑炉内温度分布和火焰温度性能的综合因素。

图7 不同底侧比工况下NOx的浓度

2.7 火焰形态分析

3种工况下火焰形态基本相同。 底侧比70:30时，图8为炉膛内的火焰锋面图，图9为底部、侧壁燃烧器速度云图。可以观察到，底部燃烧器形成的火焰呈空心圆柱形状，与炉墙贴合且呈直立状态，不发生飘移，并且与炉管的距离较远，火焰的高度约4 m；另一方面，预混式侧壁燃烧器形成的火焰呈圆形扁平状，并紧密附着在炉墙表面。预混式侧壁燃烧器的引射火焰以V型对称分布在圆形扁平火焰上方。

图8 火焰锋面形态

图9 底部、侧壁燃烧器速度云图

从以上研究结果可以看出，底侧比为70:30时可以提供较好的供热效果，能够满足裂解炉要求的燃烧性能、工艺性能和环保性能。 根据实际燃烧器的设计，最终设计底侧比为72:28。

3 热态试验

热态试验是燃烧器开发的关键环节，可以更直接有效地观察燃烧状态与测试燃烧器的相关参数（炉内温度分布、热流密度曲线、烟气中的污染物排放量等）。 经过数值模拟和分析，制造出2台底部燃烧器和6台侧壁燃烧器在热态试验炉上进行热态试验，同时可以验证模拟结果和燃烧器设计的合理性。试验炉炉体净高13.7 m、长3 m、净宽2 m，其高度与实际裂解炉一致，长度方向可以容纳2台底部燃烧器并排放置， 宽度方向为裂解炉宽度的一半（裂解炉宽度方向燃烧器布置为镜像关系）。 炉膛内布置多根换热炉管以模拟裂解炉炉管。 在侧墙沿炉高度方向开有24个热电偶、3个压力表和24个测试孔。 热态试验炉总貌如图10所示。

图10 热态试验炉

3.1 炉膛内温度分析

如图11所示， 对热态试验数据与CFD模拟结果进行对比，可见炉膛内的温度分布模拟值和试验值趋势基本一致，炉膛0～6 m处基本吻合，6～12 m处试验值比模拟值整体要低20 ℃。导致误差的原因可能是试验炉顶部密封不完全，漏风降低了炉膛顶部的温度。 并且条件限制试验时间较短（2～3 h），炉体温度未完全稳定。

图11 炉膛温度试验值与模拟值对比

3.2 炉膛内纵向热流密度曲线

热流密度分布是指裂解炉炉膛内沿炉膛高度单位时间、单位面积热量传递的分布情况。 热流密度分布不均匀会导致原料裂解不充分、 热损失严重、炉管结焦、产品质量不稳定等现象。 图12为工艺要求的热通量曲线与试验值的对比，可以看出，试验测试的点基本与工艺要求的区域重叠。

图12 热通量曲线

3.3 火焰形态

图13展示了热态试验中拍摄的底部燃烧器的燃烧状况，可以观察到，在冷态点火时，火焰表现出一定的刚性，不脱火、不发飘，并且不舔炉管；当炉内温度达到1 250 ℃时，底部负压已经达到设计要求，此时火焰已不可见。 明亮区域表示燃烧反应较为剧烈，特别是在烧嘴砖的上部可以观察到明显的亮区， 该区域被认为是一次燃烧区， 而一次燃烧区的上方则有一个长度超过1 m的暗区，该区域烟气混合了大量空气。 在暗区之上，又可见较明显的亮区，这个区域被认为是二次燃烧区。 通过测量火焰周围CO含量是否燃尽，可以估计燃烧区的火焰高度在4～5 m， 与上述模拟结果吻合。

图13 底部燃烧器火焰

图14展示了试验过程中拍摄到的侧壁燃烧器燃烧状况，可以观察到，火焰与炉墙贴合并呈现辐射状，较明亮的区域表示燃烧反应较为剧烈，而火焰本身不易被观察到，炉内的烟气保持通透。 侧壁燃烧器顶部设置了多个喷孔，以特定角度将燃料喷射到炉膛的较大空间，从而形成负压区域，将炉膛内相对较低温度的烟气重新引导至燃烧区，以降低火焰的温度。

图14 侧壁燃烧器火焰

4 结束语

笔者以裂解炉内的燃烧情况为研究对象，利用流体力学模拟软件Fluent研究了底部燃烧器和侧壁燃烧器在裂解炉内的燃烧性能，以及不同底侧比工况下裂解炉内的燃烧情况。 通过模拟得到最优工况后，制备了一定数量的燃烧器，并在热态试验炉上进行了热态试验，以验证其性能。 对结合空气分级、燃料分级和烟气再循环3种低NOx技术设计的新型用于裂解炉的低NOx燃烧器进行了整体建模，并利用Fluent Meshing生成更适合燃烧模拟的网格。 利用Fluent流体仿真软件对裂解炉内的燃烧特性进行了数值研究。 研究了不同底部和侧壁供热比例（80:20、70:30和60:40）对裂解炉内流场和热场的影响。 研究结果表明，底侧比为70:30时效果最佳，能够满足裂解炉要求的燃烧性能、工艺性能和环保性能。 最终，采用了底侧比为72:28的供热方案。 通过CFD模拟分析后，制造了2台底部燃烧器和6台侧壁燃烧器在热态试验炉上进行了热态试验，试验结果与模拟结果相吻合，证实底部燃烧器和侧壁燃烧器能够满足裂解炉要求的燃烧性能、工艺性能和环保性能。