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  • ISSN 1006-3080
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气态烃非催化部分氧化烧嘴端面传热过程研究

    作者简介: 杨曹立(1995-),男,上海人,硕士生,主要研究方向为天然气非催化部分氧化。E-mail:wren1995@163.com;
    通讯作者: 代正华, chinadai@ecust.edu.cn
  • 中图分类号: TE646

Heat Transfer of Burner Rim in Gas Hydrocarbon Non-catalytic Partial Oxidation Process

    Corresponding author: DAI Zhenghua, chinadai@ecust.edu.cn ;
  • CLC number: TE646

  • 摘要: 针对气态烃非催化部分氧化烧嘴端面传热情况进行了数值模拟,揭示了烧嘴流道组织对转化炉内燃烧情况和烧嘴端面热负荷的影响。结果表明:三通道烧嘴将CO2通道添加在O2与CH4通道之间时,增加了高温区与烧嘴端面之间的距离,减少了外侧端面受到的传热量;双通道烧嘴利用CO2稀释O2的方式降低反应强度,减少了辐射传热量,从而降低了烧嘴外侧端面温度,改善了外侧端面热应力分布。采用双通道形式的烧嘴在端面温度及热应力分布方面更具优势。
  • 图 FIG. 521.  FIG. 521.

    Figure FIG. 521..  FIG. 521.

    图 1  模型构建示意图

    Figure 1.  Model construction diagram

    图 2  三通道烧嘴和双通道烧嘴结构截面图

    Figure 2.  Sectional view of three-channel burner and two-channel burner

    图 3  转化炉及烧嘴网格示意图

    Figure 3.  Schematic diagram of the reformer and burner mesh

    图 4  三通道烧嘴和双通道烧嘴转化炉温度分布

    Figure 4.  Temperature distribution of the reformer of three-channel burner and two-channel burner

    图 5  三通道烧嘴和双通道烧嘴出口附近温度分布

    Figure 5.  Temperature distribution near the outlet of three-channel burner and two-channel burner

    图 6  烧嘴端面温度分布

    Figure 6.  Temperature distribution of burner rim

    图 7  烧嘴端面热应力分布

    Figure 7.  Thermal stress distribution of burner rim

    表 1  烧嘴各通道介质、速度、流量和温度

    Table 1.  Species, velocity, flow and temperature of each burner channel

    Burner typeChannel 1Channel 2Channel 3Cooling water
    GasQ/(L∙min−1)v/(m∙s−1)T/K GasQ/(L∙min−1)v/(m∙s−1)T/K GasQ/(L∙min−1)v/(m∙s−1)T/KQ/(L∙min−1)T/K
    Three-channelO215.90150.97300.00CO25.6436.86300.00CH422.97148.38300.000.10300.00
    Two-channelO2
    CO2
    15.90
    5.64
    150.97300.00CH422.97151.97300.00////0.10300.00
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    表 2  三通道烧嘴和双通道烧嘴传热量

    Table 2.  Heat transfer of three-channel burner and two-channel burner

    BurnerRimqr/(MW∙m−2)φr/Wqc/(MW∙m−2)φc/Wqt/(MW∙m−2)φt /W
    Three-channelInner0.3471.8390.1850.9810.5322.820
    Middle0.3473.4750.2632.6340.6106.109
    Outer0.348458.3520.293385.9140.641844.266
    Two-channelInner0.2561.5010.3011.7740.5573.275
    Outer0.257338.5010.322424.1080.579762.609
    qr—Radiation heat flux; φr—Radiation heat transfer; qc—Convection heat flux; φc—Convection heat transfer; qt—Total heat flux; φt—Total heat transfer
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-10-24
  • 网络出版日期:  2020-09-24
  • 刊出日期:  2021-02-28

气态烃非催化部分氧化烧嘴端面传热过程研究

    作者简介:杨曹立(1995-),男,上海人,硕士生,主要研究方向为天然气非催化部分氧化。E-mail:wren1995@163.com
    通讯作者: 代正华, chinadai@ecust.edu.cn
  • 华东理工大学资源与环境工程学院,上海市煤气化工程技术研究中心,上海 200237

摘要: 针对气态烃非催化部分氧化烧嘴端面传热情况进行了数值模拟,揭示了烧嘴流道组织对转化炉内燃烧情况和烧嘴端面热负荷的影响。结果表明:三通道烧嘴将CO2通道添加在O2与CH4通道之间时,增加了高温区与烧嘴端面之间的距离,减少了外侧端面受到的传热量;双通道烧嘴利用CO2稀释O2的方式降低反应强度,减少了辐射传热量,从而降低了烧嘴外侧端面温度,改善了外侧端面热应力分布。采用双通道形式的烧嘴在端面温度及热应力分布方面更具优势。

English Abstract

  • 天然气、焦炉气等以CH4为主要组成的气态烃是目前全球范围内重要的能源化工原料。随着“一带一路”的推行,我国将与中东、中亚、东欧诸国建立合作,利用天然气生产甲醇、乙二醇、异氰酸酯等多种产品[1]。我国对焦炉气的合理利用不仅能缓解能源不足的现状,而且避免了气体排放带来的严重的环境污染[2]。因此,对天然气、焦炉气等资源进行合理利用将产生明显的经济效益和环境效益。

    非催化部分氧化是气态烃生产利用的一项重要技术,该技术利用高温反应过程在没有催化剂的条件下生产合成气,其工艺成熟,对原料要求低,不需要对微量焦油进行脱油、有机硫脱除等预处理过程[3]。目前采用该技术的烧嘴整体使用寿命较长,主要存在的问题为烧嘴水冷夹套烧蚀,因此在烧嘴结构上还存在较大的优化空间。

    非催化部分氧化中气态烃与O2反应剧烈,使得转化炉一直处于高温状态,缩减了烧嘴等关键设备的使用寿命,研究表明[4]改变烧嘴的进料形式可以影响该燃烧过程,优化烧嘴工作环境,延长使用寿命。Förster等[5]比较了CH4在非催化部分氧化过程中进料形式变化产生的影响,在射流进料、旋流进料、平行进料、球形进料等4种形式下其燃烧火焰分布完全不同,气体产物组分、燃烧温度均有所变化。Li等[6]研究了CH4和O2流道的变化对非催化部分氧化火焰燃烧形态产生的影响,其结果表明改变烧嘴流道组织将会改变燃烧形态,影响火焰温度,当CH4与O2以反扩散形式入炉时,将使得燃烧温度大幅降低。Lamige等[7]研究了CH4与空气非预混燃烧过程中的火焰状态,发现随着燃料气射流速度的增加,烧嘴端面温度会呈现先增大后减小的趋势。

    为了使气态烃非催化部分氧化制备的合成气中H2、CO的配比直接满足下游化工合成的要求,通常采用在转化炉中加入CO2或水蒸气的方式,该过程省却变换装置,同时CO2的通入为改善烧嘴端面传热创造了条件。本文通过数值模拟的方法,以CH4为主要气态烃原料,分析计算了CO2通道添加在O2和CH4通道之间的三通道烧嘴以及CO2加入O2管线稀释O2的双通道烧嘴中转化炉燃烧温度的分布、烧嘴端面传热量、端面温度和热应力的情况,为工业烧嘴的结构优化提供了理论基础。

    • 利用Fluent软件建立CH4非催化部分氧化模型,该模型能够计算不同烧嘴流道组织下转化炉温度分布以及烧嘴端面受到的传热情况,得到的传热情况可以作为烧嘴头部的三维受热分析模型的边界条件。该模型可以得到烧嘴端面温度的三维分布,通过ANSYS有限元分析后计算得到烧嘴端面的热应力分布情况,该建模过程示意图如图1所示。

      图  1  模型构建示意图

      Figure 1.  Model construction diagram

    • 模型计算选用文献[8]的CH4非催化部分氧化转化炉为对象,该计算模型已由文献[6]验证完成,本文在此研究的基础上进一步研究烧嘴流道组织对烧嘴端面传热的影响,其中三通道烧嘴各个流道出口截面积从内到外分别为1.77 、2.55 、2.58 mm2,为保持双通道烧嘴气体流速与三通道烧嘴气体流速接近,双通道烧嘴从内到外各个流道出口截面积为2.37、2.52 mm2。三通道烧嘴外侧端面宽度与双通道烧嘴外侧端面宽度相同,以保证2种烧嘴流道组织外的冷却水夹套尺寸相同。

      非催化部分氧化模型采用二维轴对称网格,整个计算区域长800 mm,宽50 mm,总计具有42868个网格。烧嘴受热分析模型构建了喷嘴端面附近的三维网格,其中三通道模型总计239077个网格,双通道模型总计143043个网格。各烧嘴流道进口压力相同,各气体气速与气体流量等如表1所示,三通道烧嘴和双通道烧嘴结构截面图如图2所示。转化炉及烧嘴网格示意图如图3所示,烧嘴热应力分析中所需要的Incoloy 600耐高温材料的物性参数采用文献[9]的数据。

      Burner typeChannel 1Channel 2Channel 3Cooling water
      GasQ/(L∙min−1)v/(m∙s−1)T/K GasQ/(L∙min−1)v/(m∙s−1)T/K GasQ/(L∙min−1)v/(m∙s−1)T/KQ/(L∙min−1)T/K
      Three-channelO215.90150.97300.00CO25.6436.86300.00CH422.97148.38300.000.10300.00
      Two-channelO2
      CO2
      15.90
      5.64
      150.97300.00CH422.97151.97300.00////0.10300.00

      表 1  烧嘴各通道介质、速度、流量和温度

      Table 1.  Species, velocity, flow and temperature of each burner channel

      图  2  三通道烧嘴和双通道烧嘴结构截面图

      Figure 2.  Sectional view of three-channel burner and two-channel burner

      图  3  转化炉及烧嘴网格示意图

      Figure 3.  Schematic diagram of the reformer and burner mesh

    • 模拟计算采用雷诺平均模拟的方式,湍流模型采用Realizable k-ε模型(kε分别为湍流动能和耗散率)。燃烧模型采用涡耗散概念(EDC)模型,该模型广泛应用于高温射流火焰模拟过程中[10-11],其结果准确度也被证明可信度较高[12]。假设化学反应发生在流体场中的一个细小结构中,该结构的长度尺度(${\xi ^{\rm{*}}} $)为[11]

      式中:Cξ为体积分数常数,默认值为2.137 7;γ为运动黏度。

      反应物在该细小结构中的停留时间$({\tau ^{\rm{*}}})$为:

      式中:Cτ为时间尺度常数,默认值为0.4083。

      经过时间${\tau ^{\rm{*}}} $后发生化学反应,组分i的平均反应生成速率(Ri)为:

      式中:Yi*为反应后细小结构中组分i的质量分数;Yi为周围流体中组分i的质量分数;ρ为周围流体的密度。

      反应机理模型采用了Gri3.0反应机理[13]。热辐射模型采用了离散坐标(DO)模型,反应过程中气体混合物的辐射吸收系数通过灰色气体加权(WSGGM)模型计算得到。

    • 按照图2所示的烧嘴结构建立ANSYS有限元模型,该模型将喷嘴头部受热分析模型中计算得到的温度分布作为初始条件,通过材料的热-结构特性即可求得烧嘴热应力分布情况,热应力的基本计算方程如下[14]

      式中:ζ为总应变向量;D为弹性刚度矩阵;α为热膨胀系数;ΔT为温度变化;S为能量密度;ρi为材料密度;Cp为恒定压力下的比热容;σ为材料的杨氏模量。

    • 图4为两种烧嘴流道组织下整个转化炉的温度分布图,其中r表示炉膛的径向长度,x表示炉膛的轴向长度。由图可以看出,在两种烧嘴流道组织下转化炉温度分布情况较为相似,气体由喷嘴喷出后经历急剧升温发生燃烧,所产生的高温区也集中于转化炉上部。由于整个反应过程是一个反应与流动耦合的过程,因此烧嘴流道组织的变化将使得气体混合过程发生变化,从而影响气体反应温度。双通道烧嘴燃烧最高温度(1 513 K)较三通道烧嘴燃烧最高温度(1 581 K)低68 K。双通道烧嘴利用CO2稀释O2的方式有效降低燃烧反应的强度,使得双通道烧嘴产生的燃烧温度有所降低。

      图  4  三通道烧嘴和双通道烧嘴转化炉温度分布

      Figure 4.  Temperature distribution of the reformer of three-channel burner and two-channel burner

      烧嘴出口附近的温度分布如图5所示,烧嘴流道组织的变化还将使得烧嘴出口附近燃烧温度分布发生变化。在三通道烧嘴中O2与CO2发生射流混合后才与CH4发生接触反应,使得高温区域与喷嘴距离有所增加,降低了烧嘴端面附近的燃烧温度;而双通道烧嘴中O2经过CO2稀释,其高温区域虽离喷嘴较近,但总体燃烧温度较低。

      图  5  三通道烧嘴和双通道烧嘴出口附近温度分布

      Figure 5.  Temperature distribution near the outlet of three-channel burner and two-channel burner

    • 表2示出了三通道烧嘴和双通道烧嘴各个端面在转化炉中受到的传热情况。在辐射传热方面,双通道烧嘴各个端面上的辐射传热量均小于三通道烧嘴端面的辐射传热量,这是由于烧嘴端面受到的辐射传热量主要受到气体燃烧温度的影响,双通道烧嘴有效地降低了反应强度,其转化炉内的火焰燃烧温度有效降低,因而双通道烧嘴各个端面上受到的辐射传热量较小。

      BurnerRimqr/(MW∙m−2)φr/Wqc/(MW∙m−2)φc/Wqt/(MW∙m−2)φt /W
      Three-channelInner0.3471.8390.1850.9810.5322.820
      Middle0.3473.4750.2632.6340.6106.109
      Outer0.348458.3520.293385.9140.641844.266
      Two-channelInner0.2561.5010.3011.7740.5573.275
      Outer0.257338.5010.322424.1080.579762.609
      qr—Radiation heat flux; φr—Radiation heat transfer; qc—Convection heat flux; φc—Convection heat transfer; qt—Total heat flux; φt—Total heat transfer

      表 2  三通道烧嘴和双通道烧嘴传热量

      Table 2.  Heat transfer of three-channel burner and two-channel burner

      在对流传热方面,固体表面与流动气体之间的对流传热实验经验表明对流传热系数与流动雷诺数(Re)有关[15]Re越大表明气体湍流程度越大,对流传热系数也越大。根据Beer等[16]给出的同轴射流出口Re计算公式可以得出三通道烧嘴和双通道烧嘴出口Re分别为20 485和24 912,双通道烧嘴增大了烧嘴出口Re,增强了烧嘴端面与高温气体之间的对流换热情况;另一方面双通道烧嘴端面与燃烧高温区较近,烧嘴端面受到的高温气体的对流传热更强。因此在对流传热方面,双通道烧嘴受到的传热量更多。

      综合来看,如表2所示,双通道烧嘴外侧端面总传热量(φt)相对于三通道烧嘴外侧端面总传热量减少约10%;烧嘴内部端面受到的传热量较少,其端面热量主要依靠气体流动冷却。烧嘴外侧端面受到转化炉高温气体和高温火焰的影响,其受到的传热量较大,该处端面需要依靠外加冷却水冷却以实现烧嘴的正常工作。三通道烧嘴增加了高温区域与端面之间的距离,有效降低了端面受到的对流传热量;双通道烧嘴通过稀释O2的方式降低了燃烧温度,在减小端面受到的总传热量上更有优势。

    • 两种烧嘴端面温度分布如图6所示,两种烧嘴流道组织中,双通道烧嘴端面温度小于430 K,而三通道烧嘴端面最高温度大于430 K,且双通道烧嘴最外侧端面上高温区域更少,显然双通道烧嘴的温度分布更具优势。烧嘴端面最高温度均在材料可承受范围内。烧嘴最外侧端面主要受到冷却水流动冷却,其最高温度大小规律与该端面受到的总传热量大小规律相符。

      图  6  烧嘴端面温度分布

      Figure 6.  Temperature distribution of burner rim

      烧嘴流道组织内部端面上的传热量主要通过两侧气体流动散热,周围气体流速越快将越有利于端面散热,有效降低端面温度。两种烧嘴内侧端面温度十分接近,计算结果显示双通道烧嘴内侧端面温度略低一些。这是由于双通道烧嘴内侧端面两侧流动的是O2、CO2混合气和CH4,其流速均较高,而三通道烧嘴内侧端面和中间端面均有一侧流动的是低速的CO2气体,使得三通道烧嘴内侧端面的温度较双通道烧嘴温度略高一些。

    • 通过ANSYS有限元计算得到的烧嘴端面上的 Von-Mises 等效热应力分布如图7所示。根据现行美国材料实验协会(ASTM)的高温耐热镍铬合金钢标准,两种流道组织受到的最大热应力值均小于材料最大许用应力0.550 × 109 Pa[17],两种烧嘴流道组织情况满足材料使用要求。

      图  7  烧嘴端面热应力分布

      Figure 7.  Thermal stress distribution of burner rim

      由于烧嘴端面热应力分布差距较大,最大热应力仅位于烧嘴最外侧端面靠近气体流道处。这主要由于烧嘴端面受到的热应力值与端面上的温度梯度有关,烧嘴端面大部分区域由冷却水散热,温度梯度变化不大,而在靠近气体流道处金属导热、散热快,形成了较大的温度梯度,同时在气体流道附近的气流流动进一步加强了端面附近的温度梯度的产生,使得烧嘴端面在该处产生了较大的热应力。

      两种烧嘴流道组织内侧端面应力分布总体较为平均,其热应力值较外侧端面也略小。三通道烧嘴内侧端面和中间端面的平均热应力分别为 0.175 ×109 Pa和 0.173 ×109 Pa,而双通道烧嘴内侧端面平均热应力为 0.160 ×109 Pa。三通道烧嘴内侧端面在CO2流道附近产生了较大的温度梯度,因而其热应力值也较大。

    • 本文以CO2加入气态烃非催化转化炉生产H2、CO为背景,研究了烧嘴流道组织变化对烧嘴端面的传热量、温度和热应力的影响,结论如下:

      (1)当CO2在O2和CH4之间的三通道烧嘴进料时,其燃烧产生的高温区域远离烧嘴端面,而通过CO2稀释O2的双通道烧嘴进料时,其燃烧温度更低。这就使得两种烧嘴端面传热量发生变化,双通道烧嘴最外侧端面的总传热量较三通道烧嘴外侧端面总传热量减小约10%。

      (2)外侧端面上双通道烧嘴的最高温度和最大热应力值分别小于三通道烧嘴的最高温度和最大热应力值,双通道烧嘴在端面温度和热应力的分布上也具有优势。

(8)  表(2) 参考文献 (17)

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