硫磺回收燃燒爐氣體混合效果分析及其結(jié)構(gòu)優(yōu)化

摘 要

摘要：現(xiàn)役旋流燃燒爐存在氣體混合效果不理想，硫轉(zhuǎn)化不完全的問題。為了提高燃燒爐的硫轉(zhuǎn)化率，根據(jù)現(xiàn)役燃燒爐結(jié)構(gòu)特點(diǎn)建立了燃燒爐三維實(shí)體模型，采用Realizable κ-&epsilo
摘要：現(xiàn)役旋流燃燒爐存在氣體混合效果不理想，硫轉(zhuǎn)化不完全的問題。為了提高燃燒爐的硫轉(zhuǎn)化率，根據(jù)現(xiàn)役燃燒爐結(jié)構(gòu)特點(diǎn)建立了燃燒爐三維實(shí)體模型，采用Realizable κ-ε雙方程湍流模型及EDC燃燒模型對(duì)爐內(nèi)燃燒場進(jìn)行了數(shù)值模擬，重點(diǎn)考察了高旋流裝置下燃燒器內(nèi)的氣體混合效果及組分分布情況；在此基礎(chǔ)上提出了增設(shè)外環(huán)酸氣入口的結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施。結(jié)果表明：現(xiàn)役高旋流裝置對(duì)爐內(nèi)H2S和S02的二次混合不利，采用外環(huán)酸氣入口對(duì)酸氣進(jìn)行分流可有效提高爐內(nèi)氣體混合效果，提高爐內(nèi)燃燒穩(wěn)定性，并起到節(jié)能、降耗的作用。
關(guān)鍵詞：硫化氫；燃燒爐；燃燒器；湍流；混合；EDC模型；優(yōu)化
    隨著我國高含硫氣田的深入開發(fā)，如何提高天然氣凈化裝置技術(shù)水平及減少裝置能耗是當(dāng)前面臨的一個(gè)較大的技術(shù)挑戰(zhàn)。燃燒爐是克勞斯類硫磺回收及尾氣處理工藝中最關(guān)鍵的制硫設(shè)備，爐內(nèi)單質(zhì)硫生成量可占整個(gè)工藝的70%左右。在實(shí)際運(yùn)行中，燃燒爐起著生成單質(zhì)硫、提供反應(yīng)熱及消除雜質(zhì)等重要作用。要實(shí)現(xiàn)以上功能就要求燃燒爐必須具備強(qiáng)力燃燒的特點(diǎn)。燃燒器是燃燒爐內(nèi)的核心部件。多采用高旋流裝置來實(shí)現(xiàn)爐內(nèi)氣體的強(qiáng)力燃燒，如L D Duiker燃燒器及ACE0燃燒器[1～4]。為提高燃燒爐裝置技術(shù)水平，使其更好地適應(yīng)天然氣工業(yè)的快速發(fā)展，基于現(xiàn)役燃燒爐結(jié)構(gòu)建立了燃燒爐的三維實(shí)體模型，依據(jù)燃燒爐實(shí)際入口參數(shù)對(duì)爐內(nèi)燃燒場進(jìn)行了數(shù)值模擬。重點(diǎn)考察了現(xiàn)役旋流裝置對(duì)爐內(nèi)氣體混合效果及組分分布的影響，并在此基礎(chǔ)上提出了相應(yīng)的結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施。
1 爐內(nèi)燃燒場數(shù)值模擬計(jì)算
1.1 計(jì)算對(duì)象
    圖1為現(xiàn)役燃燒爐實(shí)體圖，燃燒爐前端設(shè)有旋流燃燒器，后部設(shè)有花墻。燃燒爐爐體長為3.85m，爐體最大直徑為0.92m。所建立的燃燒爐流體域模型如圖2所示。
 

因?yàn)槿紵鲀?nèi)具有旋流葉片，而且燃燒爐體積龐大又涉及燃燒反應(yīng)，因此本次模擬對(duì)網(wǎng)格精度要求較高。鑒于此，筆者將燃燒爐分為空氣室、酸氣入口管及燃燒爐爐體3部分分別進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算示意圖如圖3所示，空氣室和酸氣入口管內(nèi)不涉及組分燃燒，此區(qū)域內(nèi)僅進(jìn)行流場計(jì)算，而且單獨(dú)計(jì)算時(shí)出口截面邊界條件誤差微小，對(duì)兩出口截面上速度大小和方向的整體性影響不大。計(jì)算完成后利用profile功能將上述兩結(jié)構(gòu)的出口參數(shù)導(dǎo)出，作為燃燒爐爐體的空氣及酸氣入口條件。采用此方法對(duì)燃燒爐結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，可以大大減少網(wǎng)格數(shù)量，節(jié)省計(jì)算時(shí)間，并且提高計(jì)算精度。
 

1.2 控制方程
   數(shù)學(xué)模型包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、湍流模型方程、能量方程和組分方程。湍流模擬采用realizable κ-ε雙方程模型。燃燒模擬選用EDC(渦耗散概念)模型。具體公式見本文參考文獻(xiàn)[5]。化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)取自卡爾加里大學(xué)Kelly Anne Hawboldt的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[6]。
1.3 求解方法與邊界條件
   酸氣入口氣體組成如表1所示，空氣入口氣體組成如表2所示。
表1 酸氣入口氣體組成表1)
組分
含量
組分
含量
H2S
51.246%
H20
4.338%
C02
43.983%
CH4
0.429%
N2
0.001%
C2H6
0.003%
注：1)氣體各組分以摩爾分?jǐn)?shù)計(jì)。
表2 空氣入口氣體組成表1)
組分
含量
組分
含量
C02
0.029%
Ar
0.885%
02
19.928%
H20
4.880%
N2
74.279%
 
 
注：1)氣體各組分以摩爾分?jǐn)?shù)計(jì)。
   采用多面體網(wǎng)格對(duì)燃燒爐進(jìn)行網(wǎng)格劃分[7]，應(yīng)用SIMPLEC算法求解離散方程，采用質(zhì)量流量入口，其中酸氣的質(zhì)量流量為0.504kg/s，空氣的質(zhì)量流量為0.584kg/s。燃燒爐出口采用壓力出口。假定系統(tǒng)絕熱，無滑移壁面條件，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)法處理。初始場溫度設(shè)定為1800K作為點(diǎn)火源，不考慮輻射傳熱對(duì)流場的影響。
2 燃燒爐數(shù)值模擬及氣體混合效果分析
2.1 空氣室和酸氣入口管流場計(jì)算結(jié)果
    空氣室及酸氣入口管內(nèi)流場如圖4、5所示。圖6、圖7為空氣室及酸氣入口管出口面上的速度分布圖。表3所示為現(xiàn)役旋流裝置下空氣室和酸氣入口管出口面上的速度分量。流場計(jì)算完成后，將空氣室和酸氣入口管出口面上的速度參數(shù)作為燃燒爐爐體的空氣與酸氣入口條件對(duì)爐內(nèi)燃燒場進(jìn)行數(shù)值模擬。
 

2.2 燃燒器內(nèi)混合效果分析
    圖8、9分別為假定爐內(nèi)沒有反應(yīng)發(fā)生時(shí)噴嘴前端(燃燒器直徑最小處)及燃燒器斜錐段xy截面上的組分分布圖。

    從H2S和O2濃度分布可以看出，空氣與酸氣在此處進(jìn)行了初步的混合，但混合并不完全，射流中心處以H2S居多，而射流外圍以O(shè)2居多。隨著氣流前行，酸氣與空氣的混合效果有所改善(如圖9所示)，但旋轉(zhuǎn)射流始終是呈一種空氣包絡(luò)酸氣的分布形態(tài)。產(chǎn)生此射流形態(tài)的主要原因是空氣與酸氣在噴嘴處的預(yù)混合距離較短，兩組氣體來不及完全混合就形成射流進(jìn)入爐膛內(nèi)。
    圖10為啟動(dòng)爐內(nèi)燃燒反應(yīng)時(shí)在不同z值下沿刪截面中心軸線上各組分的分布情況。
 

    由各組分分布來看，H2S在各截面軸線上呈單駝峰式分布，在旋轉(zhuǎn)射流內(nèi)部含量最高；S02呈雙駝峰式分布，在火焰區(qū)內(nèi)旋轉(zhuǎn)射流的外圍邊界層上含量最高；受射流外圍氣體回流影響，硫組分含量在旋轉(zhuǎn)射流外部含量最高。
    從各組分濃度變化來看，O2剛耗盡時(shí)(z為0.25m截面上)，H2S摩爾分?jǐn)?shù)最高可達(dá)27%，而S02在此處的摩爾分?jǐn)?shù)基本維持在2%左右，兩者實(shí)際摩爾比例遠(yuǎn)大于制硫反應(yīng)中的摩爾比(2：1)。在射流外圍邊界層上，H2S與S2的含量一直處在較低范圍，而S02在此處濃度一直最高。因此，就制硫反應(yīng)來說，射流中心區(qū)域內(nèi)H2S過量，外圍邊界層上S02過量。隨著氣體不斷擴(kuò)散混合，截面內(nèi)各組分分布開始趨向均勻，在z為0.7m截面處，除射流中心反應(yīng)量較大外，在其他區(qū)域上各物質(zhì)含量已經(jīng)基本達(dá)到平衡[8～11]。
3 結(jié)構(gòu)改進(jìn)
    主射流呈一種空氣包絡(luò)酸氣的分布形態(tài)，此分布將導(dǎo)致O2消耗完畢后，射流中心區(qū)域內(nèi)H2S過量，射流外圍處S02過量。H2S與S02的混合將主要取決于主射流內(nèi)外氣體的不斷擴(kuò)散完成，此混合過程相對(duì)較慢，對(duì)單質(zhì)硫的生成來講是不利的。為此，筆者提出了增設(shè)外環(huán)酸氣入口的結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施(圖11)，外環(huán)酸氣入口貼近空氣室外壁面，入口方向與預(yù)混合段平行。通過此方法進(jìn)行改進(jìn)，可對(duì)射流中心處過量的H2S分流，并將其直接通入到射流外圍的S02濃度最大處。
 

4 改進(jìn)前后爐內(nèi)燃燒場對(duì)比與分析
4.1 混合效果
    圖12為各組分在噴嘴前端沿xy截面中心軸線上的分布情況。對(duì)比圖10可知，H2S由原來的單駝峰式分布變?yōu)槎喾迨椒植?。通過外環(huán)酸氣分流，提高了射流外圍處H2S的含量，外環(huán)酸氣直接通入到原S02濃度最大處，使此處的單質(zhì)硫生成量增多。由各組分濃度變化來看，H2S和S02的二次混合過程由原來主射流旋流擴(kuò)散混合轉(zhuǎn)變?yōu)橹苯釉谏淞魍鈬吔鐚犹幓旌?。由圖12可知，爐內(nèi)組分在z為0.6m處即可基本達(dá)到平衡，說明采用外環(huán)酸氣入口將H2S直接通入S02濃度最大處，提高了H2S與S02的混合效果。

4.2 出口處組分含量
    圖13為沿燃燒爐軸線方向各組分組成變化圖。由硫生成曲線來看，單質(zhì)硫在燃燒器內(nèi)增量最快，之后呈非常緩慢的增長趨勢(shì)。表4為改進(jìn)前后燃燒爐出口面上各組分的組成表，由表4可知，出口處各組分含量與燃燒爐實(shí)際運(yùn)行值較為吻合，而與原結(jié)構(gòu)相比，新結(jié)構(gòu)出口面上S2的摩爾分?jǐn)?shù)提高了0.03%，說明采用外環(huán)酸氣入口提高了爐內(nèi)氣體混合效果并進(jìn)而提高了燃燒爐的總硫轉(zhuǎn)化率。
 

4.3 壓降
    圖14為新結(jié)構(gòu)下燃燒爐內(nèi)的壓力分布圖。從圖14可以看出，壓降損失最大的區(qū)域?yàn)閲娮熘粱鹧鎱^(qū)的收斂噴口處，火焰區(qū)內(nèi)處于負(fù)壓，出口處壓強(qiáng)約128kPa，入口處壓強(qiáng)最高為136kPa。爐內(nèi)總壓降為8kPa，與忠縣天然氣凈化廠內(nèi)燃燒爐設(shè)計(jì)壓降11kPa相比，減小了3kPa。因此新結(jié)構(gòu)在滿足現(xiàn)有硫回收功能的同時(shí)，能夠減小設(shè)備壓降，提高總硫回收率。

4.4 主射流溫升速度
    圖15為爐內(nèi)主射流溫升速度示意圖，圖16為新舊結(jié)構(gòu)截面溫度分布對(duì)比圖，圖中顯示新結(jié)構(gòu)爐內(nèi)溫度分布非常均勻，基本維持在1400K，與原結(jié)構(gòu)下的溫度場相比，射流外圍邊界上因?yàn)橥猸h(huán)入口酸氣的通入溫度有所降低。但此區(qū)域內(nèi)氣體受回流區(qū)及氣體對(duì)流傳熱影響，溫度在很短距離內(nèi)即可達(dá)到爐內(nèi)平均溫度。圖17為沿燃燒爐軸線方向溫度的變化趨勢(shì)圖。由圖17可以看出，新結(jié)構(gòu)下射流中心區(qū)域溫升明顯加快，在很短的距離內(nèi)即可達(dá)到1400K。
 

5 結(jié)論
    1) 現(xiàn)役旋流裝置在爐內(nèi)形成的主射流呈空氣包絡(luò)酸氣的氣體形態(tài)。
    2) 此結(jié)構(gòu)下的射流內(nèi)組分分布導(dǎo)致射流中心處H2S過量，射流外圍S02過量，不利于爐內(nèi)H2S和S02的高效混合。
    3) 采用外環(huán)酸氣入口對(duì)原酸氣進(jìn)行分流，可有效改善主射流內(nèi)氣體分布，使H2S直接通入S02濃度最大處，進(jìn)而提高爐內(nèi)氣體混合效果及爐內(nèi)單質(zhì)硫生成率。
    4) 采用外環(huán)酸氣入口對(duì)原酸氣進(jìn)行分流，可提高主射流溫升速度，對(duì)火焰穩(wěn)定性起到積極作用。并且可以降低爐內(nèi)壓降損失，具有節(jié)能效果。
參考文獻(xiàn)
[1] 陳賡良，肖學(xué)蘭，楊仲熙，等.克勞斯法硫磺回收工藝技術(shù)[M].北京：石油工業(yè)出版社，2007：24-26.
[2] 何金龍，熊鋼，常宏崗，等.中國天然氣凈化技術(shù)新進(jìn)展及技術(shù)需求[J].天然氣工業(yè)，2009，29(3)：91-94.
[3] 溫崇榮，李洋.天然氣凈化硫回收技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀與展望[J].天然氣工業(yè)，2009，29(3)：95-97.
[4] 溫正，石良辰，任毅如.Fluent流體計(jì)算應(yīng)用教程[M].北京：清華大學(xué)出版社，2008：32.
[5] 凌忠錢，周吳.多孔介質(zhì)內(nèi)H2S貧氧燃燒制氫數(shù)值模擬[J].環(huán)境科學(xué)學(xué)報(bào)，2004，2(1)：45-53.
[6] HAWBOLDT K A.Kinetic modelling of key reactions in the modified Claus plant front end furnace[D].Calgary：University of Calgary，1998.
[7] 王吉云，溫崇榮.硫磺回收裝置燒氨技術(shù)特點(diǎn)及存在的問題[J].石油與天然氣化工，2008，37(3)：219-221.
[8] 張有軍，周彬，岑永虎.硫磺回收裝置主燃燒爐運(yùn)行問題探討及燃燒器改造技術(shù)總結(jié)[J].石油與天然氣化工，2009，38(1)：22-24.
[9] 岑可法，姚強(qiáng)，駱仲泱，等.高等燃燒學(xué)[M].杭州：浙江大學(xué)出版社，2000.
[10] 朱利凱.克勞斯法硫回收過程工藝參數(shù)的簡化計(jì)算[J].石油與天然氣化工，1997，26(3)：192-195.
[11] 蔡之興，翁軍利，楊鵬，等.Clinsulf-Do硫磺裝置內(nèi)部換熱運(yùn)行改進(jìn)及效果分析[J].天然氣工業(yè)，2008，28(11)：121-123.
 
(本文作者：常宏崗1 吳昌2 陳昌介1 艾志久2 溫崇榮1 游國慶2 1.中國石油西南油氣田公司天然氣研究院；2.西南石油大學(xué))