張和香

(中國石化工程建設(shè)有限公司，北京 100101)

催化重整是我國煉油工業(yè)生產(chǎn)高辛烷值汽油組分和輕質(zhì)芳烴的主要裝置。2013年10月20日，世界上首套采用逆流連續(xù)技術(shù)的催化重整裝置——中國石化濟(jì)南分公司60萬t/a逆流連續(xù)重整裝置，完成了開工投產(chǎn)的最后一步“催化劑白燒”，一次投產(chǎn)成功。該裝置的成功投產(chǎn)標(biāo)志著世界上誕生了一種新的連續(xù)重整工藝技術(shù)，使中國石化成為世界上繼美國UOP和法國Axens之后，擁有完全自主知識產(chǎn)權(quán)和獨(dú)立商業(yè)運(yùn)作權(quán)的連續(xù)重整技術(shù)的又一新公司，使我國的催化重整工藝技術(shù)水平跨入國際先進(jìn)行列。在逆流連續(xù)重整工藝技術(shù)的發(fā)展過程中，開發(fā)具有中國石化工程建設(shè)有限公司(簡稱SEI)技術(shù)特點(diǎn)，并匹配該新工藝技術(shù)的新型重整加熱爐具有其必要性。開發(fā)新爐型，必須分析結(jié)構(gòu)的改變對加熱爐燃燒和傳熱性能的影響。重整加熱爐內(nèi)流動、燃燒和傳熱過程是包括煙氣湍流流動、燃燒反應(yīng)和熱傳遞的復(fù)雜過程。近年來，隨著CFD(Computational Fluid Dynamics)的飛速發(fā)展，數(shù)值模擬成為了研究上述復(fù)雜過程的新方法【1】。本文主要采用該方法， 對不同爐型重整爐輻射室內(nèi)流動、 燃燒及傳熱過程進(jìn)行了數(shù)值模擬， 分析比較了兩爐型重整爐內(nèi)煙氣流動、 燃燒和傳熱綜合過程的特點(diǎn)和差異。

1 數(shù)學(xué)模型

重整加熱爐內(nèi)流動、燃燒和傳熱過程用氣體燃燒基本方程組來描述。本文在計(jì)算中對于湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型【2】，燃燒模型采用簡化的快速反應(yīng)擴(kuò)散燃燒模型，輻射模型采用離散坐標(biāo)法【3-4】。

2 幾何模型與邊界條件

2.1 幾何模型

計(jì)算對象一為某100萬t/a連續(xù)重整裝置4合一重整加熱爐(F-201～F-204)的第2個(gè)加熱爐(F-202)，爐底設(shè)置3排燃燒器，輻射室1組輻射盤管倒U形排布。為減少計(jì)算量，采用合理的對稱邊界條件，計(jì)算模型選取重整加熱爐輻射室部分區(qū)域，具體的結(jié)構(gòu)示意見圖1(a)。計(jì)算對象二[見圖1(b)]為SEI開發(fā)的新型重整加熱爐，與傳統(tǒng)重整加熱爐相比，其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)為在輻射室中心增加氣墻，中心一排燃燒器改為氣墻兩側(cè)各布置1排，故爐底共有4排燃燒器，爐管根數(shù)與傳統(tǒng)重整加熱爐一致【5】。

圖2為2爐型截面示意，z為寬度方向過燃燒器中心截面。y=1 m、y=3 m、y=5 m和y=8 m 為輻射室不同高度截面。

圖1 重整加熱爐結(jié)構(gòu)示意

圖2 重整加熱爐截面示意

2.2 邊界條件

在計(jì)算中對燃料氣和空氣入口采用速度入口邊界，其速度值和溫度值根據(jù)重整爐工藝計(jì)算結(jié)果確定。輻射室出口采用壓力出口邊界。壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。壁面條件中，爐管壁面根據(jù)工藝計(jì)算結(jié)果確定為溫度壁面；燃燒器火道、輻射室立墻和爐底均假設(shè)為絕熱壁面。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 速度場

圖3為兩爐寬度方向截面速度分布云圖比較。從圖3中可以看出，輻射室內(nèi)煙氣流場主要受高速燃料射流影響，沿輻射室高度方向，隨燃料射流的擴(kuò)展，煙氣速度逐漸減小，輻射室上部煙氣流場更加均勻。爐型1兩側(cè)燃燒器出口高溫?zé)煔庀蜉椛涫抑行钠?，主要是由于中間燃燒器發(fā)熱量大，其出口高速燃料射流形成的回流區(qū)對煙氣的擾動較大，而兩側(cè)燃燒器發(fā)熱量小，其出口高速燃料射流形成的回流區(qū)對煙氣的擾動較小，導(dǎo)致兩側(cè)高溫?zé)煔庀蛑虚g偏流，造成爐管吸熱的不均勻性。爐型2的4排燃燒器功率相等，高速燃料射流形成的回流區(qū)對煙氣的擾動相同，從而不會發(fā)生煙氣偏流。

3.2 溫度場

對于工業(yè)加熱爐而言，最重要的參數(shù)就是其內(nèi)部溫度的分布。圖4為兩爐寬度方向截面溫度分布云圖比較。從圖4中可以看出，高溫?zé)煔鈪^(qū)域主要集中在輻射室下部約3 m區(qū)域內(nèi)，沿輻射室高度方向，隨著高溫?zé)煔饬鲌龅陌l(fā)展，煙氣溫度分布也更加均勻。爐型1溫度分布與煙氣流場相對應(yīng)，兩側(cè)燃燒器出口高溫?zé)煔庀蜉椛涫抑行钠?，火焰偏斜，加劇上、下部爐管吸熱不均。但由于爐型1中間燃燒器發(fā)熱量大，火焰較高，降低了整個(gè)輻射室高度方向上溫度分布梯度，有利于爐管表面熱強(qiáng)度沿爐管高度方向分布的均勻性。爐型2燃燒器放熱量均較小，火焰均較短，使得輻射室高度方向上溫度分布梯度相對增大，會導(dǎo)致爐管沿高度方向上表面熱強(qiáng)度不均勻性增加。

圖3 z截面局部速度云圖

圖4 z截面溫度分布

圖5～圖8為輻射室不同高度截面的溫度分布云圖。從圖5～圖8中可以看出，高溫區(qū)域主要集中在輻射室下部燃燒反應(yīng)劇烈進(jìn)行的區(qū)域。沿高度方向隨著燃料射流與空氣混合擴(kuò)展，燃燒火焰高溫區(qū)域逐漸變寬，溫度逐漸降低，燃燒反應(yīng)逐步完成。比較來看，在同一高度截面上，爐型2溫度場分布較爐型1更加均勻。

圖5 y=1 m截面溫度分布

圖6 y=3 m截面溫度分布

圖7 y=5 m截面溫度分布

圖8 y=8 m截面溫度分布

3.3 爐管表面熱強(qiáng)度分布

圖9為兩爐型爐管表面熱強(qiáng)度分布云圖。從圖9中可以看出：與煙氣流場和溫度分布相對應(yīng)，爐管下部與燃燒器火焰對應(yīng)的區(qū)域，爐管表面熱強(qiáng)度高；爐管上部與相對均勻的高溫?zé)煔鈱?yīng)的區(qū)域，爐管表面熱強(qiáng)度低，且分布更加均勻。比較來看，爐型1爐管表面熱強(qiáng)度沿爐管高度方向的分布較爐型2更加均勻，這是由于爐型1中間燃燒器發(fā)熱量大，火焰較高，降低了整個(gè)輻射室高度方向上的溫度分布梯度。

圖10(a)～圖10(f)為爐管不同高度處徑向各點(diǎn)(沿爐管圓周方向0°、90°、180°、270°取4個(gè)點(diǎn))爐管表面熱強(qiáng)度與平均熱強(qiáng)度的相對偏差。從圖10(a)～圖10(f)中可以看出，在絕大部分爐管高度處，爐型2爐管表面熱強(qiáng)度沿圓周方向上的分布較爐型1更為均勻，有利于防止?fàn)t管由于圓周方向受熱不均而產(chǎn)生變形，保證加熱爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

圖9 爐管表面熱強(qiáng)度分布

圖10 爐管不同高度處徑向各點(diǎn)爐管表面熱強(qiáng)度與平均熱強(qiáng)度的相對偏差

4 結(jié)論

通過對重整加熱爐兩爐型輻射室內(nèi)流體流動、燃燒反應(yīng)和傳熱過程的數(shù)值模擬，得到了輻射室內(nèi)煙氣流場、溫度場以及爐管表面熱強(qiáng)度分布的詳細(xì)信息，分析比較了重整加熱爐兩爐型輻射室內(nèi)流動、燃燒和傳熱綜合過程的特點(diǎn)。

1) 傳統(tǒng)重整加熱爐內(nèi)高溫?zé)煔獬霈F(xiàn)偏流，易造成爐管吸熱的不均勻性。新型重整爐中間增加氣墻，氣墻兩側(cè)分別布置發(fā)熱量相同的燃燒器，使?fàn)t管直管段兩側(cè)火焰對稱分布，不易引起煙氣偏流，有利于爐管的均勻吸熱。

2) 傳統(tǒng)重整加熱爐中間大負(fù)荷燃燒器控制范圍內(nèi)，沿整個(gè)輻射室高度方向溫度梯度相對較

小，有利于爐管高度方向上的均勻受熱；但在同一高度截面，新型重整爐溫度分布較為均勻，有利于爐管圓周方向的均勻受熱。

3) 對于爐管表面熱強(qiáng)度分布，沿高度方向，傳統(tǒng)重整加熱爐較新型重整加熱爐分布更為均勻；沿圓周方向，新型重整加熱爐較傳統(tǒng)重整加熱爐分布更為均勻。爐管圓周方向表面熱強(qiáng)度分布均勻，有利于防止?fàn)t管由于圓周方向受熱不均而產(chǎn)生變形，保證加熱爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

4) 計(jì)算結(jié)果為新型重整加熱爐的進(jìn)一步研究和優(yōu)化提供了幫助，指明了方向。新型重整加熱爐有效提高了圓周方向上的煙氣溫度和爐管表面熱強(qiáng)度分布的均勻性，下一步優(yōu)化方向應(yīng)嘗試改變?nèi)紵黝愋?，進(jìn)一步解決高度方向上的煙氣溫度和爐管表面熱強(qiáng)度的分布不均勻性。