郭瑩 唐強(qiáng)

北京航化節(jié)能環(huán)保技術(shù)有限公司

二段轉(zhuǎn)化爐是大型合成氨裝置的核心設(shè)備之一(見圖1)，它將一段轉(zhuǎn)化爐中剩余的10%～13%(w)CH4進(jìn)一步轉(zhuǎn)化，由空氣中的氧與一段合成氣中的H2以及其他可燃?xì)饣旌先紵峁┎糠盅趸詿岱磻?yīng)的熱量，同時配入合成氨所需的氮?dú)狻Ｔ诙无D(zhuǎn)化爐中，一段合成氣與工藝空氣通過二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴進(jìn)行高度的湍流混合，在噴嘴下方形成穩(wěn)定火焰，產(chǎn)生1 200 ℃左右的高溫，形成二段轉(zhuǎn)化爐反應(yīng)環(huán)境(見圖2)，然后經(jīng)過一層較薄的耐高溫鉻基催化劑和一層低溫高活性鎳基催化劑床，進(jìn)行二段轉(zhuǎn)化反應(yīng)，進(jìn)一步降低殘余甲烷含量。

二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)，除了催化劑效率，燒嘴的設(shè)計(jì)是影響轉(zhuǎn)化效率的關(guān)鍵因素。由于二段轉(zhuǎn)化爐的高徑比較小，徑向混合作用較差，為了使一段合成氣與工藝空氣 在進(jìn)入催化劑床前就能夠充分混合，需要從二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴的設(shè)計(jì)上來加以保證，其中典型的燒嘴設(shè)備有卡薩利(Casale)/凱洛格(Kellogg)、托普索(Topsoe)、伍德(UHDE、20%～25%(w)的過量空氣)、布朗(Braun、50%(w)的過量空氣)等[1]。二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴是實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)化爐燃燒室合理配風(fēng)、組織燃燒轉(zhuǎn)化的關(guān)鍵設(shè)備，不僅要形成適宜的燃燒火焰，而且要承受高溫火焰的燒焙，其工作環(huán)境惡劣，易發(fā)生高溫變形，若設(shè)計(jì)不當(dāng)易出現(xiàn)火焰偏燒、燒蝕床層，進(jìn)而影響工藝效率。

目前國內(nèi)針對二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴的研究不多，公開的文章多以工程應(yīng)用為主，鮮有理論計(jì)算分析。李瓊玖和葉傳湘系統(tǒng)介紹了國內(nèi)工業(yè)生產(chǎn)中采用的幾種二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴結(jié)構(gòu)形式[1]；房擁軍分析闡述了合成氨裝置二段轉(zhuǎn)化爐三代燒嘴的技術(shù)結(jié)構(gòu)特征及工藝對比[2]。國外研究者對二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的反應(yīng)過程做了大量的研究工作：Yu[3]用32自由基動量方程來計(jì)算燃燒區(qū)域的工藝氣體成分和燃燒溫度，并預(yù)測催化區(qū)域的溫度和出口氣體成分，獲得了空氣富氧度與二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)各區(qū)域溫度和氣體成分的關(guān)系曲線；Ali和Ala’a、Ravi和Dhingra等人也用不同的計(jì)算研究模型總結(jié)了二段轉(zhuǎn)化爐的反應(yīng)特性[4-5]。然而之前的研究內(nèi)容很少涉及燃燒區(qū)域二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴，對燃燒區(qū)域的研究并未與燒嘴結(jié)合起來。

在實(shí)際生產(chǎn)應(yīng)用中，合成氨裝置原料調(diào)整、負(fù)荷調(diào)整時有發(fā)生，需對裝置工藝參數(shù)做系統(tǒng)核算；此外，還需對二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的燃燒特征做計(jì)算以確保下部催化床層的安全，必要時還需要對燒嘴做重新優(yōu)化設(shè)計(jì)。因此，針對二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的燒嘴燃燒數(shù)值模擬和性能的研究具有相當(dāng)?shù)膶?shí)用意義，對于天然氣合成氨領(lǐng)域的熱能設(shè)備精細(xì)化管理更具應(yīng)用價值。本研究基于某ICI-AMV工藝合成氨裝置原料天然氣更換導(dǎo)致二段轉(zhuǎn)化爐進(jìn)料組分發(fā)生變化的問題，針對該廠使用的Kellogg三代燒嘴(見圖3)，對二段轉(zhuǎn)化爐燃燒室進(jìn)行湍流燃燒三維數(shù)值模擬計(jì)算，揭示爐內(nèi)燃燒反應(yīng)流場結(jié)構(gòu)和特性，為二段轉(zhuǎn)化爐的實(shí)際裝置運(yùn)行和理論研究提供參考依據(jù)。文章著重分析了富氧原料變化對爐內(nèi)燃燒性能的影響，并據(jù)此進(jìn)行理論經(jīng)驗(yàn)分析，給出改進(jìn)建議。新方案實(shí)際投用效果良好，對理論計(jì)算結(jié)果和優(yōu)化方案進(jìn)行了驗(yàn)證，為合成氨領(lǐng)域內(nèi)二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴的設(shè)計(jì)改進(jìn)提供了技術(shù)積累。

1 計(jì)算及分析

1.1 結(jié)構(gòu)和計(jì)算網(wǎng)格

在二段轉(zhuǎn)化爐中，一段合成氣體和工藝空氣主要在二段轉(zhuǎn)化爐的頂部圓柱形燃燒室內(nèi)發(fā)生劇烈的湍流燃燒，數(shù)值計(jì)算結(jié)構(gòu)模型選取爐子頂端圓柱形燃燒室及其下連的錐形擴(kuò)散段作為計(jì)算區(qū)域(見圖4)，建立三維計(jì)算模型。采用三角網(wǎng)格對計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格剖分，生成的計(jì)算網(wǎng)格見圖5。

1.2 計(jì)算模型

爐內(nèi)湍流模型采用Standard k-ε模型進(jìn)行氣相流場的數(shù)值模擬，其統(tǒng)一形式為：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

式中:ρ為流體密度，kg/m3；k為湍流動能，m2/s2；t為時間，s；xi為長度，m；ε為湍流動能耗散率，m2/s3；μ為流體黏性系數(shù)，Pa·s；ut為湍流黏度，kg/(m·s)；Gk為由平均速度梯度引起的湍流動能，m2/s2；Gb為湍流黏度的生成量，kg/(m·s)；YM為湍流黏度的減少量，kg/(m·s)；Sk為源項(xiàng)，kg/(m·s3)。

燃燒模型采用組分輸運(yùn)燃燒模型。二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的反應(yīng)過程分為上半段的燃燒反應(yīng)過程和下半段的催化反應(yīng)過程，該模型未涉及催化過程段，因而不考慮甲烷氣、一氧化碳與水汽的催化反應(yīng)，僅考慮燃燒反應(yīng)過程中的以下3個化學(xué)反應(yīng)：

2CO+O2→2CO2

(Ⅰ)

2H2+O2→2H2O

(Ⅱ)

CH4+2O2→CO2+ 2H2O

(Ⅲ)

根據(jù)二段轉(zhuǎn)化爐頭部的燃燒流動特點(diǎn)，一段合成氣和工藝空氣的進(jìn)口溫度均遠(yuǎn)高于其燃點(diǎn)，化學(xué)動力學(xué)反應(yīng)比通過湍流擾動反應(yīng)對反應(yīng)物的混合快，因而選用渦團(tuán)耗散湍流燃燒模型。

1.3 計(jì)算工藝參數(shù)

由于原料天然氣的變化，二段轉(zhuǎn)化爐進(jìn)料(即一段合成氣)組分發(fā)生了改變，為滿足工藝需求，須增加工藝空氣的氧含量。新、舊工況的具體工藝參數(shù)見表1。

表1 二段轉(zhuǎn)化爐入口工藝參數(shù)進(jìn)料組分w(一段合成氣)w(工藝空氣)舊工況新工況舊工況新工況H20.046900.04254--CO0.102900.07700--CH40.109290.11058--Ar/N20.005900.100000.762450.71110CO20.225340.183550.000450.00045H2O0.522000.484400.006170.00247O2--0.230440.28570干基發(fā)熱量/(kJ·m-3)13844.8613221.44濕基發(fā)熱量/(kJ·m-3)6617.836816.98壓力/MPa4.104.124.044.13溫度/℃777767500500濕基流量/(kmol·h-1)6267.806394.401956.011630.20蒸汽流量/(kg·s-1)13.305613.11400.09680.0325總蒸汽質(zhì)量總量/(kg·s-1)25.48927.07115.68013.187

1.4 計(jì)算結(jié)果與分析

1.4.1速度分布

分別截取整個計(jì)算區(qū)域的中心縱向切面X=0、旋流器橫向截面、工藝空氣與一段合成氣初始混合平面Z=-0.484(見圖4)、錐形擴(kuò)散段出口面作為研究對象，對舊工況、新工況流動狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算比較，得到速度矢量圖見圖6～圖9。

圖6、圖7分別顯示舊、新工況在X=0截面的燒嘴速度分布圖。由圖中可以看出，工藝空氣在旋流器旋流葉片處和噴口收縮段有明顯的加速效應(yīng)，從旋流器橫向截面速度矢量圖可見，工藝空氣被旋流器4個旋流葉片分成4個90°扇形區(qū)域，氣流在每個區(qū)域內(nèi)旋轉(zhuǎn)流動，沿圓柱燃燒室中軸線切向流動。與舊工況相比，新工況的工藝空氣的流動速度和強(qiáng)度較低，這與新工況下工藝空氣流量減小有關(guān)。新工況下一段合成氣體積流量略增，但氣流溫度降低10 ℃，因而流速變化不明顯，新、舊工況下各截面質(zhì)量平均流速見表2。

表2 各截面質(zhì)量平均流速工況體積流量/(m3·s-1)流速/(m·s-1)舊工況新工況舊工況新工況一段合成氣入口3.683.653.313.28工藝空氣入口0.850.6926.6021.62Z=-0.484--21.9416.08錐形擴(kuò)散段出口-7.60-7.3622.853.00

圖8是燃燒室橫向截面Z=-0.484(兩股氣流初始混合區(qū)域)的速度矢量圖及三維速度矢量圖。由圖8可看出，工藝空氣在該截面上仍呈旋轉(zhuǎn)向下流動狀態(tài)。結(jié)合表2可知，一段合成氣入口處流速較低(3.31 m/s)，與之相比，工藝空氣入口流速較高(26.6 m/s)，高速流動的工藝空氣(富氧)旋轉(zhuǎn)卷吸周圍低速的高溫一段合成氣(富燃)，發(fā)生劇烈的化學(xué)反應(yīng)。與舊工況相比，新工況入口段的物料流動速度偏小，但在錐形擴(kuò)散段出口截面上，新工況在中心區(qū)域的流動速度大于舊工況(見圖9)，這與出口截面的溫度分布有關(guān)。

1.4.2溫度分布

圖10 顯示整個計(jì)算區(qū)域的中軸縱向切面X=0截面的溫度分布圖。在工藝空氣入口的正下方，燃燒溫度很高，形成一個燃燒中心區(qū)域，中心溫度可達(dá)2 281～2 504 ℃。依據(jù)相關(guān)資料[6]，在合成氨工藝中，最高理論燃燒溫度可達(dá)2 080 ℃，因而計(jì)算結(jié)果是合理可信的。從溫度分布圖11可明顯看出，燒嘴改變運(yùn)行工況后，燃燒火焰中心高溫區(qū)下移明顯，高溫范圍擴(kuò)大，錐形擴(kuò)散段的溫度明顯升高。

新工況、舊工況在錐形擴(kuò)散段出口截面的質(zhì)量流量平均溫度分別為1 256 ℃和1 229 ℃，工況變化使溫度升高大約28 ℃。錐形擴(kuò)散段出口截面的溫度分布見圖11。舊工況下錐形擴(kuò)散段出口截面的燃燒中心溫度較低且分布比較均勻，中心區(qū)域高溫1 447 ℃和邊沿的低溫1 127 ℃溫差較小，截面上超過1 400 ℃的溫度范圍較??；新工況該截面上超過1 400 ℃的溫度范圍明顯增大，且中心區(qū)域計(jì)算溫度高達(dá)1 567 ℃。

1.5 結(jié)果分析

由以上計(jì)算結(jié)果可見，原料改變后合成氨二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴的燃燒火焰中心高溫區(qū)域?qū)乱疲紵页隹跍囟炔痪鶆蛐约觿?，這對于二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的催化反應(yīng)是不利的。催化劑床層上方雖有耐火磚(見圖1)和隔熱層來保護(hù)催化劑床層免受高溫氣流直吹，降低催化劑床層的實(shí)際溫度，但錐形擴(kuò)散段出口的這種溫度分布不均勻仍可能導(dǎo)致催化劑床層中毒，影響二段轉(zhuǎn)化爐合成工藝效率和設(shè)備使用壽命。

分析溫度變化的原因，從表1可見：工況改變后新工況的一段合成氣干基發(fā)熱量降低(從13 844.86 kJ/m3降低到13 221.44 kJ/m3)，但新工況下一段合成氣中蒸汽量配比下降(質(zhì)量分?jǐn)?shù)從0.522 00降到0.484 40)，使得新工況的濕基計(jì)算發(fā)熱量增加(從6 617.83 kJ/m3增加到6 816.98 kJ/m3)；與此同時，新工況的工藝空氣中氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)也增加較大(從0.230 44增加到0.285 70)。根據(jù)相關(guān)的文獻(xiàn)[3]，二段轉(zhuǎn)化爐燃燒室入口的氧氣濃度升高會直接導(dǎo)致燃燒區(qū)域升溫，見圖12。綜上，一段合成氣濕基發(fā)熱量的增加和工藝空氣中氧氣濃度的增加都直接導(dǎo)致了新工況燃燒溫度的升高。

從物料摻混效率方面，由表2可見，新工況下工藝空氣和一段合成氣入口流速都有所降低，尤其是工藝空氣流速降低很多，使旋流強(qiáng)度減弱(見圖6、圖7)，不利于燃料氣和氧化劑的混合接觸，導(dǎo)致燃燒火焰中心高溫區(qū)下移，火焰拉長，加劇了錐形擴(kuò)散段出口的溫度分布不均勻。根據(jù)前人同軸射流非預(yù)混火焰長度的經(jīng)驗(yàn)公式，減小噴口當(dāng)量直徑、增大噴嘴中心通道，動量會縮短湍流擴(kuò)散火焰的長度[7]，可以作為燒嘴改進(jìn)方向的理論指導(dǎo)。

2 改進(jìn)方案與應(yīng)用

根據(jù)三維數(shù)值模擬計(jì)算及分析結(jié)論，可通過優(yōu)化二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴結(jié)構(gòu)來改善燃燒室內(nèi)火焰分布情況，從而保證二段轉(zhuǎn)化爐的使用效率，具體改進(jìn)意見如下:

(1)新工況富氧工藝空氣流速偏低，不利于燃燒過程的快速混合。建議減小燒嘴的工藝空氣噴口的面積，增大工藝空氣的噴口流速，增強(qiáng)工藝空氣和一段合成氣的混合效率。

(2)改變一段合成氣入口孔板的分布密度。原始孔板是均勻分布，可將孔板設(shè)計(jì)為中心疏外環(huán)密，增大燃燒區(qū)域外圍的流動速度和燃燒強(qiáng)度，達(dá)到均勻出口截面溫度場的目的。

(3)增大旋流器的旋流強(qiáng)度。增大旋流片與軸向夾角，旨在降低工藝空氣軸向流速，提高切向流速，增大工藝空氣與一段合成氣的混合范圍和強(qiáng)度。

(4)在二段轉(zhuǎn)化爐不變的情況下，適當(dāng)縮短燒嘴的軸向長度，從空間長度上增加爐頂圓柱形燃燒室的長度，加大工藝空氣與一段合成氣的混合空間。

(5)催化劑床層上方加厚隔熱磚、耐熱纖維來保護(hù)催化劑層，或更換耐溫更高的催化劑床層。

經(jīng)過實(shí)際應(yīng)用，改進(jìn)方案在新工況下運(yùn)行狀態(tài)良好，二段轉(zhuǎn)化爐的出口溫度從894 ℃升高到918 ℃，實(shí)際運(yùn)行溫度變化幅度與理論計(jì)算結(jié)果基本一致；爐底甲烷氣殘存量(摩爾分?jǐn)?shù))從1.24%降低到0.89%[8]，說明催化劑床層實(shí)現(xiàn)了高效安全運(yùn)行，側(cè)面印證了新方案對火焰長度的設(shè)計(jì)合理性，保證了原料改變后二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的正常工作運(yùn)行，完成了對理論計(jì)算模型和設(shè)計(jì)優(yōu)化方案的工程驗(yàn)證。

3 結(jié)論

本研究以目前國內(nèi)合成氨行業(yè)應(yīng)用最為廣泛的Kellogg工藝二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴為研究對象，以某合成氨化工企業(yè)二段轉(zhuǎn)化爐實(shí)際運(yùn)行參數(shù)為計(jì)算條件，采用RNGk-ε湍流模型和渦團(tuán)耗散湍流燃燒模型，對二段轉(zhuǎn)化爐錐形燃燒室的燃燒流動情況進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，重現(xiàn)了其工作時的運(yùn)行狀態(tài)，得到了爐內(nèi)燃燒區(qū)域的溫度和流場分布。由于合成氨裝置原料天然氣組分改變引起操作條件發(fā)生變化，導(dǎo)致在新的工藝條件下，二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴的燃燒火焰中心高溫區(qū)域下移，使燃燒室出口溫度不均勻性加劇，這對于二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的催化反應(yīng)是不利的。最后，針對新的工況條件對燒嘴提出了改進(jìn)方案，并進(jìn)行了工程驗(yàn)證。

在實(shí)際的生產(chǎn)應(yīng)用中，合成氨裝置原料調(diào)整、低負(fù)荷運(yùn)行時有發(fā)生，燃料氣發(fā)熱量、蒸汽配比、工藝空氣氧氣含量(富氧)、氣體流量、運(yùn)行負(fù)荷等條件變化都會影響二段轉(zhuǎn)化爐內(nèi)的火焰燃燒狀態(tài)；針對工況變化，除了對裝置工藝參數(shù)做系統(tǒng)核算，還需細(xì)致分析二段爐內(nèi)燃燒流場分布，如果出現(xiàn)整體溫升過大或出口溫度分布不均的狀況，需對二段轉(zhuǎn)化爐燒嘴做合理的優(yōu)化設(shè)計(jì)，如可以強(qiáng)化爐內(nèi)燃燒區(qū)氣體摻混效率、均勻火焰溫度分布、避免局部高溫降低催化效率，對于裝置的精細(xì)化運(yùn)行管理具有相當(dāng)?shù)膶?shí)用意義。