硫磺回收用燃烧炉cfd数值模拟及花墙结构优化研究(编辑修改稿)

硫磺回收用燃烧炉cfd数值模拟及花墙结构优化研究(编辑修改稿)内容摘要：

图 硫磺回收用燃烧炉 CFD 数值模拟及花墙结构优化研究 6 第 2 章 燃烧基本理论研究 燃烧理论 是 一门复杂的学科，它涉及了化学热力学、动力学，计算流体力学、传热学、传质学等多门学科；但是现在其理论研究与实际应用相比仍有一定的差距，它对燃烧装置设计计算的指导还有待于进一步发展，但其可以定性地分析燃烧过程中一些规律，这有助于研究者们更好的将理论和实际结合。 本章着重介绍与硫磺回收用燃烧炉相关的燃烧理论，硫磺回收工艺中的燃烧反应 表现 酸气和空气进行非预混合燃烧，酸气是燃料气体，氧以空气燃烧的形式，它们进行强烈的放 热反应。 火焰类型 在燃烧火焰的基础研究中，燃料多是以气体或者蒸汽的形式存在，虽然理论上在静止气体混合混中火焰是可以传播的，但是为了使燃烧火焰稳定在一定范围内，在实际运行中，可燃混合物还是需要连续不断地提供。 在上述条件下，根据燃烧前燃料与氧料混合与否，火焰被分成了两种基本类型：扩散火焰以及预混火焰；根据混合气体流动速度大小，火焰又分成层流火焰和湍流火焰两种类型。 常用的可燃气体点火方式有以下两种：热表面法、电火花法。 当产生火焰时，火焰一层一层的着火，然后产生预混合火焰在气体中进行传播。 在实际燃烧系统 的设计计算中，火焰传播速度及其影响因素是需着重考虑的方面；湍流度是火焰传播速度的一个重要影响因素，这是因为实际中大部分可燃混合气体的燃烧流动都呈湍流混合状态，而湍流有助于火焰速度的提高 [29]。 可燃极限 可燃混合物着火必须提供极小数量级能量，这种点火能量受燃料性质以及气体混合比影响。 当混合比与化学计量系数比接近时，所需点火能最小；当两者之比较大或者较小时，所需点火能呈先缓慢增加后急速上升的趋势；当两者之比过大或者过小时，需要无穷大的点火能，这在实际中是无法实现的；对于大多数可燃气体来说，可接受的最 小极限比约为 ～ ，最大极限比约为 3。 同时，可燃混合物着火还需要一个最小点火压力。 小于该压力时，任何组分都不能着火，大于该压力时，可燃气体的可燃极限范围随着压力的增加而增加，这在烃与空气燃烧时表现得很明显。 在实际生产中，因为最小点火压力范围在 ～ 5MPa 内，而最小可燃极限比与压力几乎无关，所以气体可燃极限比增大主是针对可燃最大极限比。 可燃极限不仅与上述因素有关，还与温度有关，让随着温度增加而增加，但其影响比压力小。 气体湍流扩散燃烧 当输送可燃气体 (燃料 )与空气时，如果输送空气 速度非常小，则可以认为可燃气体是送入一个充满静止的空间，可燃气体从燃烧器喷嘴流出速度将决定气流的流动状态。 射流从燃烧器喷嘴喷出以后，在湍流扩散的过程中从周围空间卷吸入空气，这样气流质量不断增加，射流的宽度也求断扩大。 而气流速度则不断减小并逐渐均匀，同时在射流宽度上形成各种不同浓度的混合物。 在射流初始段的等速度核心区中只有可燃气体，而可燃气体与空气的混合物仅在湍流边界层中存在。 在射流的主体段中，可燃气体浓度在射流轴心线上最大，在接近射流边界处浓度逐渐减小，而在边界上气体浓度则为零，且随着远离燃烧器喷嘴，可 燃气体浓度越来越小；相反，空气浓度在射流轴心线上为最小，愈靠近射流边界则放大，且越远离喷燃器宰气浓度也愈大。 这样，在射流边界层上所形成的可燃混合物在不同位置处它们的组成比例显然是不同的 ： 在着火时气流中稳定的燃烧区 (即火焰前锋 )是位于混合物的组成比例相 当 于理论完全燃烧时的表面上， 且 燃烧区的位置完全由湍流分散的条件来决定，燃烧速度则内其扩散速度束确定 [30]。 硫磺回收用燃烧炉燃烧 硫磺回收用燃烧炉结构 燃烧炉主要分为燃烧器、燃烧室、花墙三部分。 燃烧器位于燃烧炉头部，主要提供酸气和空气入口通道并对其进行混合燃烧。 花墙位于燃烧器人孔后部，花墙结构及安装位置对燃烧炉内温度、流场分布及气流速度有较大影响 [2]。 西南石油大学硕士研究生学位论文 7 （ 1）燃烧器 燃烧器是燃烧炉内最关键的部件。 燃烧器结构决定了燃烧炉内气体混合程度、流体流速及火焰稳定性等关键指标。 燃烧器处于燃烧炉的最前端，其功能就是使酸气与空气能够较好的混合，提供一个使杂质和硫化氢都能完全燃烧的稳定火焰。 燃烧器对维持燃烧炉的正常运行有重要的作用。 在我国天然气净化领域应用最多的荷兰 Duiker 燃烧器及加拿大 AC 燃烧器都属于旋流式燃烧器。 其空气室采用切向旋流式叶片使过程气 在炉内高强力燃烧并形成大范围回流区。 出口采用喇叭口状平焰烧嘴使火焰形成具有一定厚度和直径的贴壁圆盘形火焰。 （ 2）花墙 花墙通常安装在燃烧炉人孔后部。 其主要作用有： ① 提高并稳定燃烧炉温度； ② 为炉内气体提供一个稳定并充分接触的反应空间； ③ 使过程气通过花墙后能够均匀的进入废热锅炉。 图 21 硫磺回收用燃烧炉 燃烧炉可单独设置，也可与废热锅炉组合为一体。 对于规模不超过 30t/d 的小型装置来说，采用组合式设备比较经济。 过程气在燃烧炉内的停留时间跟原料酸气中的 H2S 含量有关，通常来说贫酸气要求比富酸气更长的停留时间。 硫磺回收用燃烧炉如图 21 所示。 其操作温度按工艺条件不同而有很大的变化，大致范围为980~1540℃。 由于操作温度高，故在金属材料制作的外壳下面设置有 2~3 层耐火材料 浇注件 或耐火砖，分别作为耐火内衬和隔热防护层，壳体与防护层之间形成的闭塞空间则进一步改善了绝热效果。 在常见的环境条件下，隔热系统的设计应使碳钢外壳的温度保持在 150~340℃ 范围内 ， 选定具体温度 时 既要防止过程气发生冷凝，也要避免高温气体直接与外 壳发生接触。 硫磺回收用燃烧炉燃烧 燃烧炉主要功能有两个：（ 1）将原料气中 1/3 体积的 H2S 转化为 SO2（部分燃烧法）；（ 2）使原料气中的杂质组分（如氨、烃类等）在燃烧过程中转化为 N CO2 等惰性气体。 燃烧炉内反应分为两个主要过程。 第一个是在 气体 接触过程中大约 1/3 的 H2S 转化为 SO2，第二个是对 炉内 污染物进行清理。 图 22 所示的就是燃烧炉内反应物、生成物组成及炉内操作条件。 火焰温度是维持燃烧炉正常运行的一个重要参数。 一般来说燃烧炉内温度必须保持在 930℃ 以上，但理想的反应温度为 1250℃ 左右（部分燃烧法），较高的温度在热力学和动力学两方面都有利于提高转化率。 但燃烧炉温度应避免超过 1500℃ ，否则不仅选择耐火材料相当困难，而且在炉内会生成多种氮氧化物，在后者的催化 作用下 二氧化硫又进一步氧化为三氧化硫，从而导致下游的催化剂很快因为生成硫酸盐而失活。 当然，炉温也与原料气中的硫化氢含量密切相关，当原料气中的硫化氢含量低于 40%时，如不采取措施，就必须采用分流法才能维持稳定的火焰。 火焰温度受反应类型及入口条件所决定。 在燃烧炉中，燃烧物组分（如： H2S， H2 和 NH3）有助于提高炉内温度；而非燃烧物质（ 如： CO N2 和 H2O）通过消耗热量或进行吸热反应来降低炉内温度。 入口酸气主要是由H2S 和 CO2 组成，在某些情况下会含有 5%的 H2 组分，而且如果燃烧炉用于油炼化工业时，火焰燃硫磺回收用燃烧炉 CFD 数值模拟及花墙结构优化研究 8 烧区通常还会含有 NH3。 如图 22 所示，硫磺是燃烧炉内的产物，其产量大小取决于燃烧炉结构 [5]。 通常燃烧炉内将产生占整个硫回收系统 70%的硫磺。 然而，燃烧炉在产生可观的硫磺产量时，也将带来一些对整个硫回收系统有害的物质。 下图中列出了燃烧炉内的反应物组成，在燃烧炉内主要存在 N CO H2O、 SH2S、 SO2 以及 COS、 CS H CO、 NO、未反应的 NH H 碳 等杂质。 酸 气 （ H2S 、 C ON H 碳 氢 化 合 物 ）空 气 （ N O2）燃 烧 炉温 度 ： 9 0 0 ～ 1 5 0 0停 留 时 间 ： 0 . 5 ～ 1 . 5 s产 物 （ H2S 、 C O N HH2O 、 C 、 SX、 S O HC O 、 C O S 、 C S N 碳氢 化 合 物 等 ） 图 22 燃烧炉出入口物质 燃烧炉是整个硫回收系统的关键，所以其燃烧性能也受到很大的关注。 燃烧炉内所发生的反应可分为燃烧区和缺氧区反应两个部分 [2]。 在燃烧区内主要发生的是反应速度极快的氮原子或自由基反应，而缺氧区对最终产物的摩尔比例有着重要的影响，此区域内发生的反应除了受反应温度等热力学因素影响外，还需要考虑停留时间等动力学因素的影响。 在过去，燃烧炉内组分反应通常通过平衡常数法及最小自由能法来进行 设计。 然而，以上两种方法都不能提供一个令人满意的结果。 平衡计算忽略了燃烧炉内的动力学效应，而经验法则通常需要对炉内的复杂反应进行简化。 显然，要想对燃烧炉内反应充分了解，必须考虑炉内反应的动力学因素。 西南石油大学硕士研究生学位论文 9 第 3 章 燃烧炉 CFD 数值模拟基本理论及方法 炉膛内的燃烧过程是一个复杂的物理、化学过程，包括气相流动混合、气体燃烧、对流辐射换热，且这些过程同时存在，相互影响。 在建立数学模型时，主要将其分为三个过程 ： 气体湍流流动过程 、气相湍流燃烧过程和辐射传热过程。 本章将分别介绍三个过程中涉及到的基本方程。 数学模型 流体流动基本的守恒定律包括：质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒定律。 因为燃烧炉内燃烧（部分预混燃烧）过程涉及到各成分间的混合和相互作用，因此还需要遵守组分守恒定律。 由于炉内燃气处于湍流状态，系统还要遵守附加的湍流输运方程 [31]。 质量守恒方程 任何流动都必须遵守质量守恒定律。 该定律可表示如下：单位时间内流体微元体中增加的质量，等于同一时间间隔内流入该微元体的净质量。 遵照这一定律，可得出质量守恒方程 (Mass Conservation Equation)如下所示 ：       0 zwyvxut  （ 31） 式中 ：  —— 流体密度 ； t —— 时间。 u 、 v 和 w 是在 x 、 y 和 z 方向上的速度矢量分量。 上式为瞬态三维可压缩流体的质量守恒方程。 如果流体不可压，密度  为常数，式 （ 31） 则变为： 0 zwyvxu （ 32） 动量守恒方程 任何流动系统都必须要遵守动量守恒定律。 该定律实际上是指牛顿第二定律，可表述如下：微元体动量时间的变化率等于外界作用在该微元体上的各种力之和。 按照这一定律，可导出 x 、 y 和 z 三个方向的动量守恒方程 (Momentum Conservation Equation)：       uSxpuuutu  g r a dd ivd iv   （ 33）       vSypvuvtv  g radd ivd iv   （ 34）       wSzpwuwtw  g r a dd ivd iv   （ 35） 式中， zyx  /()/()/()()gr a d ，符号 uS 、 vS 和 wS 是动量守恒方程的广义 源项， xxu sFS  yyv sFS  ， zzw sFS  ，其中 xs 、 ys 和 zs 的表达式如下所示： 硫磺回收用燃烧炉 CFD 数值模拟及花墙结构优化研究 10 )d iv()()()( u xxwzxvyxuxs x  （ 36） )d iv()()()( u yywzyvyyuxs y  （ 37） )d iv()()()( u zzwzzvyzuxs z  （ 38） 其中 xF ， yF 和 zF 是微元体上的体力，对于粘性为常数的不可压流体， xs ＝ ys ＝ zs ＝ 0。 能量守恒方程 含 热交换的流动系统必须满足能量守恒定律，该定律实质上是热力学第一定律。 可表述如下：微元体中能量的增加量等于进入微元体的净热流量加上体力与面力对微元体所做的功。 流体能量 E 一般是内能 i 、动能   2/222 wvuK  和势能 P 三项之和。 但是针对总能量 E 建立能量守恒方程并不好用，因此能量守恒方程一般是从能量守恒方程中扣除动能的变化，建立关于内能 i 的守恒方程。 内能 i 与温度 T 满足下式，即 Tci p ,其中 pc 为比热容。 这样就得到了以温度 T 为变量的能量守恒方程 (Energy Conservation Equation)：     TpSTckTutT  g r a dd ivd iv  （ 39） 上式写成展开形式如下所示：         TpppSzTckzyT。