乙烯裂解炉辐射段燃烧流场的三维数值模拟

1、乙烯裂解炉辐射段燃烧流场的三维数值模拟乙烯裂解炉辐射段燃烧流场的三维数值模拟周瀚章，贾志刚（北京化工大学化学工程学院，北京 100029）摘要：摘要：本文用FLUENT6.2计算流体力学软件对燕山石化公司E-BA-107乙烯裂解炉辐射段内的流动和燃烧做了三维数值模拟研究。为保证计算的准确性，建立了与裂解炉实际尺寸完全一致的几何模型，计算中采用了标准湍流模型、DO辐射模型以及Finite-rate/Eddy-dissipation燃烧反应模型等计算模型。通过计k算,获得了炉膛内的温度、速度分布及烟气组分, 其中烟气的出口温度和组分与设计手册一致，表明本文的数值模拟有较高的精度，具有重要的工程实际

2、意义。关键词关键词：乙烯裂解炉 ； 燃烧； 计算流体力学； 三维数值模拟中图分类号中图分类号：TQ 0181 前言裂解炉是乙烯生产装置中的一个关键设备，其性能对乙烯收率有重大影响。在裂解炉辐射段，既存在侧壁燃烧器和底部燃烧器的剧烈的燃烧反应，又存在裂解炉管中原料发生裂解反应造成的大量吸热，这就使其中的流动和燃烧现象极为复杂，用实验和现场测量的方法很难捕捉具体的燃烧细节，随着计算机硬件和计算流体力学( CFD )技术的发展, 近年来国内外已开始用数值模拟的方法研究乙烯裂解炉辐射段的详细流体流动、传热和燃烧反应过程。Plehiers 等1用蒙特卡洛辐射换热模型模拟了乙烷裂解制乙烯的过程，并将炉膛内

3、的辐射换热和炉管内的裂解反应进行了耦合计算，但在进行炉膛辐射计算时，把各个燃烧器简化为辐射点源。Heynderickx 等2-3用区域法模拟了乙烯裂解炉内的燃烧流场，提出了底部燃烧器长火焰对流场的作用，Stefanidis 等4模拟了裂解炉辐射段的燃烧流场，得出涡流耗散模型（EDC-DRK）比涡流破碎模型（EBU-SRK）模拟结果更为合理，但他们建立的模型只有底部燃烧器，没有侧壁燃烧器，而且模型网格过于简单，没有体现裂解炉的实际构造。程相杰等5对乙烯裂解炉辐射段的 1/6 部分进行了冷态流场数值模拟，只是定性分析了流场，其结果只能反映炉体内的部分流动特性。蓝兴英等6和吴德飞等7对乙烯管式裂解炉

4、进行了数值模拟，得到了裂解炉内的速度、温度及烟气组份的分布情况，但对裂解炉的结构做了过多简化，将反应管简化为直管，没有考虑横跨段，烟气直接从裂解炉上部排出且对侧壁燃烧器也作了简化，这些均与裂解炉的实际情况差别较大，会影响到计算结果的速度、压力分布及传热计算精度，使计算结果与实际运行工况差别较大，也就失去数值模拟的工程实际意义。基于上述情况，本文以燕山石化公司E-BA-107乙烯裂解炉辐射段为研究对象，完全按照裂解炉的工程图纸建立了用于数值模拟的几何模型，通过计算来获得裂解炉内更符合实际的温度、速度及组分浓度分布情况，以期为以后裂解炉的进一步研究打下基础，同时也为裂解炉的实际生产、设计和优化提供

5、参考。2 模型的建立2.1 几何模型 考虑到裂解炉炉体结构的对称性，取其一半用GAMBIT2.2建立如图1所示的几何模型，模型尺寸为4963 mm5500 mm12000 mm，炉体前后两侧墙上分别安置了12个侧壁燃烧器，燃烧器以一定距离排开，上下共3排，在炉体底部安置有两排共12个底部燃烧器，裂解炉管为GK5分枝型炉管，共有两组，安置在炉膛中央部位，图2所示为炉膛底部炉管连接及底部燃烧器的详细布置情况。裂解原料气入口在炉体顶部，出口位于一侧墙上，炉体另外两个面一个是对称面，另一个是炉体壁面，炉体底面中心处坐标为（0，0，2.8 m） ，出口方向为正Z方向，各侧壁燃烧器的轴线方向为X方向。图3

6、为侧壁燃烧器外形图，内设导流筒，燃烧器开孔有两个部位，开孔位置1有5 mm圆孔共108个，分3排，每排36个等距离布置，其中，圆孔与燃烧器轴心线有80的倾角，开孔位置2方孔2.5 mm20 mm共90个，与轴心线垂直。图4为底部燃烧器外形图，有5个喷头，中间部位的喷头有5个喷孔，Z向位置较低，位置较高的两个喷头各有3个喷孔，余下的两个喷头各有两个喷孔。为保证计算的准确性，在划分网格时对炉管和燃烧器部位分别进行了加密。 图1 裂解炉几何模型示意图 图2 炉管连接和底部燃烧器布置Fig.1 Geometry model of the cracking furnace Fig.2 Distribut

7、ion of reactor tubes and bottom burners 图3 侧壁燃烧器外形 图4 底部燃烧器外形Fig.3 Side wall burner diagram Fig.4 Bottom burner diagram 2.2 计算模型2.2.1 基本方程燃烧是包含激烈化学反应的流动过程，它们都遵守物理和化学基本定律，即质量、组分、动量和能量的守恒定律。Fluent6.2在计算过程中，需要解连续性方程、动量方程、能量方程以及组分方程等，压力和速度的耦合采用SIMPLE算法，总的方程表达式8如下所示： （1） Szzyyxxwzvyuxt)()()()()()()(其中，、的

8、含义详见文献8S2.2.2 湍流模型 在计算中,湍流模型方程采用Launder和Spalding提出的标准双方程模型。k湍动能方程： ijijjitjtjxuxuxuxxDtD （2）湍动能耗散率方程： （3）221CxuxuxuCxxDtDijijjitjtj其中,上式几个经验常数的标准取值为：3 . 1, 0 . 1,09. 0,92. 1,44. 121CCC2.2.3 燃烧模型计算采用燕山石化E-BA-105-108裂解炉设计与操作手册中提到的设计燃料气组成：甲烷92.8%，氢气7.2%，以完全燃烧计，氧气过量8%。甲烷及氢气燃烧时的反应方程如下所列，其中，甲烷与氧气的燃烧采用二步法9

9、。CH4+1.5O2CO+2H2O （4）CO+0.5O2CO2 （5） H2+0.5O2H2O （6）燃烧模型采用了Finite-rate/Eddy-dissipation（有限速率/涡耗散）模型，Finite-rate是用Arrhenius方程来表征化学动力学因素，对于一个反应来说，其反应速率由指前因子和活化能决定。Eddy-dissipation即涡流耗散模型10来表征反应物及产物的湍动状况和分子扩散等因素，在具体计算过程中，反应速率取二者较小值。2.2.4 辐射模型辐射模型采用了离散坐标模型, 离散坐标法是基于对辐射强度的方向变化进行离散，通过覆盖整个4立体角的一套离散方向上的辐射传递

10、方程求解，其输运方程（RTE）11为： （7） 40s42sd),(),(4),(sssrITnsrIssrI， 其中，上式左边第一项表示辐射强度的梯度，第二项表示介质吸收和散射引起的辐射强度的衰减，右边第一项表示介质发射引起辐射强度的增强，第二项表示由于其它方向的辐射而引起的r方向上辐射强度的增强。3 物料物性取值甲烷及氢气燃烧时，燃烧室整个流场特别是火焰附近温度、速度、压力等参量变化较大，在计算中考虑了物性参数随温度的变化。此外，火焰的热辐射与火焰中介质的温度以及介质的辐射吸收和散射的能力都有关系。火焰的辐射吸收主要是依靠三原子气体分子CO2和H2O，吸收系数Ka可用下列经验公式12来计算

11、： （8）22222CO0HCOOHOH100037. 011 . 0/78. 0appTgplppppK4 边界条件根据设计手册，裂解炉侧壁燃烧器为预混燃烧，混合气入口速度 11.788 m/s，温度 298 K，底部燃烧器为非预混燃烧，空气入口速度为 1.2 m/s，各喷头入口燃料气压力为 0.27 MPa（表压），裂解炉出口压力为-50 Pa（表压）。另外，裂解炉炉膛壁面有耐火砖、保温砖、保温棉以及金属壁面构成，根据其厚度、导热系数以及炉体内外壁面的平均温差取近似热流量为-883 w/m2，裂解炉管壁面按操作手册上的温度分布给定。5 计算结果和分析经过计算，得到了裂解炉内温度、速度及烟气

12、组分等参量的流场值，考虑到裂解炉辐射段的结构特点，为便于显示各参量的变化情况，取 Y=1.1 m 和 Z=9.31 m 的两个截面作为参考面(以下分别简称 S 截面和 F 截面)，S 截面同时通过侧壁燃烧器和底部燃烧器，F 截面通过中间一层侧壁燃烧器的轴线，同时，在 S 截面上, 取 X=1.7 m（A）和 X=0.1 m（B）的两个位置 Z 向的直线来显示各参量的变化趋势，其中，A 线通过侧壁燃烧器和底部燃烧器火焰高温部位，B 线靠近炉体中央。5.1 温度分布图 5 为 S 面温度分布等值线图，侧壁燃烧器和底部燃烧器的出口部位是燃烧区，温度较高，火焰最高温度达到 2050 K，底部燃烧器的燃

13、料气流喷出速度很高，从而使火焰高度接近 3 m 左右，随着燃烧气流的上升，温度逐渐降低，到达一定高度后由侧壁燃烧器的燃烧来补充热量。侧壁燃烧器燃烧混合气的进入量较少，燃烧区域较小，而且下缘部位由于受到高速的底部燃烧射流的冲击作用，形成一个旋涡。侧壁燃烧器和底部燃烧器的燃烧作用使附近炉体墙面温度升高，给裂解炉管提供了一个较为均匀的辐射面。在炉体中央，由于裂解反应的强烈吸热，使得炉墙到炉管的空间上形成明显的温度梯度，特别在炉管底部，裂解反应最为剧烈，吸收的热量也最多，形成了一个较低的温度区域。图 6 为 F 面温度分布等值线图, 在每个侧壁燃烧器两侧，有燃烧高温区，由于来自下部气流的向上冲击作用，

14、火焰形状稍向炉里侧倾斜，火焰高温区域范围较小，离燃烧器较远的部位温度逐渐降低，但在沿着两侧墙面方向上，高温区域相互交迭，形成了高温带，在中间部位，由于炉管吸热烟气温度下降，从而在炉管周围形成了一个较低的温度区域，这与图 5 讨论的情况一致。 图 5 S 面温度分布 图 6 F 面温度分布Fig.5 Temperature distribution on plane S Fig.6 Temperature distribution on plane F图 7 所示为几个火焰部位的温度变化情况，气流从底部燃烧器进入时，温度为入口气温，随着底部燃烧器的燃烧，温度升高很快，经过高温区后又开始下降，随后

15、 3 个侧壁燃烧器的热量补充，使气流温度基本保持在一个水平面上。图 8 所示为气流在炉体中央部位的变化情况，在接近炉管底部的地方，温度出现最低值，沿炉管方向中部偏上的位置，气流产生了一个温度较高的平台。 2345678910 11 12 13 142004006008001000120014001600180020002200Temperature (K)Z (m) B2345678910 11 12 13 1413401350136013701380139014001410142014301440Temperature (K)Z (m) B 图7 A线温度分布 图8 B线温度分布Fig.7

16、Temperature distribution along line A Fig.8 Temperature distribution along line B5.2 速度分布裂解炉内底部燃烧器和侧壁燃烧器的燃烧气流相互冲击作用以及炉管壁面的存在，使得炉体内烟气流动不规则，图9所示为烟气在炉膛内的流动状况，从底部燃烧器部位看，大量的烟气主要从靠近墙面的地方直接向上流动，到达出口，而少量的烟气在炉管底部形成旋涡流动，这是由于在底部燃烧器附近，喷嘴出口气速高，流体混合剧烈，高速气流带动炉管部位的流体向炉底方向流动，从而在炉管下部两侧形成了两个较大的旋涡，旋涡引导底部燃烧器的高温气流向炉管部位流动

17、。另外，由于受到底部燃烧气流的冲击作用，侧壁燃烧器下缘部位形成的烟气，也形成了小旋涡，而其上缘部位的烟气流直接流向炉膛出口。 图9 炉膛烟气流线 Fig.9 Flue gas streamline in firebox由图10可见，由于燃料气的高速喷射气流的带动，底部燃烧器燃烧反应后产生的烟气在4.5 m以下的区域内速度逐渐升高，达到13 m左右，随后开始下降，在经过三个侧壁燃烧器的部位，烟气速度又各自产生一个小幅上升。图11所示在炉体中央附近，炉膛底部有旋涡存在，这使得烟气流速在Z向7.5m的范围内，速度为负值，也就是流向朝向炉底，并在约5m的位置处，速度达到最大，在炉底面附近，速度越来越小

18、，在Z向7.5-11m的区域内，烟气速度逐渐升高，达到约3m/s的峰值速度，再到上面是裂解炉的横跨段，由于大量烟气横向（X方向）流出，z方向速度分量越来越小，在炉顶处变为零值。另外图11的速度变化较图10平缓，这说明炉体中央的烟气流动速度变化没有燃烧器附近剧烈。总体而言，裂解炉内烟气流动的不规则性，可以以对流方式给炉管反应提供部分热量，并使炉管周围温度较为均匀，再加上上面提到的炉墙均匀的辐射面，可以使裂解反应平稳进行，也避免由于炉管局部温度过高而加快结焦、形成蠕变应力，降低炉管的使用寿命。 2345678910 11 12 13 1402468101214Z Velocity (m/s)Z (

19、m) B2345678910 11 12 13 14-4-3-2-101234Z Velocity (m/s)Z (m) B图10 A线Z方向速度分量分布 图11 B线Z方向速度分量分布Fig.10 Z Velocity distribution along line A Fig.11 Z Velocity distribution along line B5.3 烟气组分分布裂解炉中CH4和少量H2在侧壁燃烧器和底部燃烧器近乎完全燃烧，烟道气出口含量近于零，由于在模拟计算过程中采用了CH4燃烧反应二步法，燃烧的中间产物CO只是在火焰的高温部位形成，随后与O2进一步反应而最终生成CO2，因此，

20、烟气的主要组成是大量的N2、少量的未反应完的O2和燃烧产物CO2和H2O。考虑到CH4、H2和CO大部分只是出现在燃烧器的火焰区部位，在其它位置含量很少，烟气中N2成分变化不大，因此，图12和图13只表示了烟气中O2、CO2和H2O的体积分量分布，图12中，在Z向4 m以内的区域内，CO2和H2O浓度随燃烧反应迅速增加，O2由于反应消耗而迅速减小，在4-7.5 m的空间位置上，也就是底部燃烧器火焰与侧壁燃烧器火焰之间的过渡区域内，CO2和H2O体积分量不断减少，在7.5 m以上各侧壁燃烧器相应位置，CO2和H2O的体积分量因为有新的生成而显示一个小幅上升，O2的含量也在该位置有小的波动。图13

21、与图12情况类似，只是由于B线位置在炉膛中央，在炉管底部有一个较低的温度区域，CO2和H2O组分到达该区域后温度下降，体积含量上升，而随着B线沿Z向温度升高，二者体积含量开始不断下降，在炉顶部位由于温度下降而有小幅增加，图中O2的体积含量基本保持不变。 2345678910 11 12 13 140.000.020.040.060.080.100.120.140.160.180.200.220.240.26 O2 CO2 H2OVolume fractionZ (m)2345678910 11 12 13 140.000.020.040.060.080.100.120.140.160.180.

22、200.220.240.260.280.30 O2 CO2 H2OVolume fractionZ (m) 图12 A线O2、CO2和H2O体积分量分布 图13 B线O2、CO2和H2O体积分量分布Fig.12 Volume faction of O2, CO2, H2O along line A Fig.13 Volume faction of O2, CO2, H2O along line B经计算，得到了裂解炉出口烟气各个参量的平均值，如温度、速度、组分、质量流量等，其中，烟气的温度和组分是反映裂解炉内流动和燃烧状况重要的特征量，表1中列出了出口烟气平均温度及主要组分计算值和设计值（由于

23、CH4、CO和H2的量极小，表1中没有列入） ，通过对比可见，模拟计算值与设计值相当吻合，这说明本次计算较准确地反映了裂解炉内流动和燃烧的状况。这一方面为裂解炉内的炉管与燃烧的耦合计算打下了基础，通过耦合计算可获得炉管表面的温度和热流量的分布，从而进一步量化分析各组炉管的热变形及不平衡等特性；另一方面，也可以为生产负荷改变时，对裂解炉内的燃烧流场进行预测，特别是对于异常状态的模拟计算，有助于工厂制订相应的稳定生产的措施。此外，改变裂解炉炉管规格、燃烧器的结构和形式，建立不同的计算模型，通过计算可得到裂解炉内不同部件结构参数改变对裂解炉燃烧流场的影响，从而有助于裂解炉的设计和优化。表 1 出口烟

24、气平均温度及主要组分计算值和设计值对比Table 1 Calculated data and designed data of outlet flue gas temperature and major compositionsCalculated dataDesigned data Temperature（K）1452.51454.2N2（%, vol）68.5270.02O2（%, vol）1.461.39CO2（%, vol）8.748.53H2O（%, vol）20.0819.226 结论 通过对乙烯裂解炉辐射段燃烧流场温度、速度及烟气组分的模拟结果的分析，得到如下几点结论：(1) 裂

25、解炉底部燃烧器和侧壁燃烧器燃烧反应的相互承接作用，为裂解炉管提供了较为均匀的高温辐射墙面。(2) 炉管周围形成了炉膛内的低温带，特别在炉管底部温度最低，这也是裂解反应最为剧烈的部位。(3) 底部燃烧器高速气流的喷射使得炉膛下部产生了两个大的旋涡，旋涡促进了裂解炉内不同温度流体的混合，并以对流方式为炉管下部提供部分热量。(4) 模拟计算的出口烟气平均温度及组分与设计值基本符合，说明本次计算结果可对裂解炉的设计和优化提供一定的参考价值。符号表： K 湍动能 散射系数s 气体层厚度 （m） 湍动能耗散率l 折射系数 流体动力粘性系数，kg/（m.s） n p 气体静压 （Pa） t 湍流动力粘性系数

26、，kg/（m.s） 位置向量 斯蒂芬- 玻耳兹曼常数r 沿程长度（行程长度) （m） 空间立体角s 散射方向向量 相位函数s 方向向量 吸收系数 sTg 气体温度 （K）参考文献：1 Plehiers P M, Froment G F. Firebox Simulation of Olefin Unites J. Chem. Eng. Comm., 1989, 80: 81 992 Heynderickx G J, Oprins J M, Marin G B. Three-Dimensional Flow Patterns in Cracking Furnaces with Long-Flam

27、e Burners J. Reactors, Kinetics, and Catalysis, 2001, 47(2): 388-399.3 Oprins J M, Heynderickx G J, Marin G B. Three-Dimensional Asymmetric Flow and Temperature Fields in Cracking Furnaces J. Ind. Eng. Chem. Res., 2001, 40: 5087-5094.4 Stefanidis G D, Merci B, Heynderickx G J, et al. CFD Simulations

28、 of Steam Cracking Furnaces using detailed Combustion Mechanisms J. Computers and Chemical Engineering 2006, 30: 635-649.5 程相杰, 章名耀, 韩云龙, 等. SL一型乙烯裂解炉冷态流动特性的数值模拟 J. 工业炉, 2006, 28(1): 11-14.6 蓝兴英, 高金森, 徐春明, 等. 乙烯管式裂解炉的数值模拟 J. 过程工程学报, 2004, 4(3): 221-227.7 吴德飞, 何细藕, 孙丽丽, 等. 乙烯裂解炉辐射段三维流场和燃烧的数值模拟计算 J. 石

29、油化工, 2005, 34(8): 749-753.8 蓝兴英, 高金森, 徐春明, 等. 乙烯裂解炉内传递及反应过程综合数值模拟 J. 石油学报, 2003, 19(5): 80-85.9 Weetbrook C, Pryer F. Simplified Reaction Mechanism for the Oxidation of Hydrocarbon Fuel in Flames J . Combustion Science and Technology, 1981, 27(1): 37-39.10 Magnussen B, Hjertager B. On Mathematical Models of Turbulent Combustion with special Emphasis on Soot Formation and Combustion M. The combustion institute, 1976. 21-23.11 王应时, 范维澄, 周力行等. 燃烧过程数值计算 M. 北京：科学出版社, 1986. 135.12 秦裕琨. 炉内传热 M. 北京：机械工业出版社, 1981. 51-