硫磺回收燃烧炉气体混合效果分析及其结构优化_工程实践

摘要

摘要：现役旋流燃烧炉存在气体混合效果不理想，硫转化不完全的问题。为了提高燃烧炉的硫转化率，根据现役燃烧炉结构特点建立了燃烧炉三维实体模型，采用Realizable κ-&epsilo

摘要：现役旋流燃烧炉存在气体混合效果不理想，硫转化不完全的问题。为了提高燃烧炉的硫转化率，根据现役燃烧炉结构特点建立了燃烧炉三维实体模型，采用Realizable κ-ε双方程湍流模型及EDC燃烧模型对炉内燃烧场进行了数值模拟，重点考察了高旋流装置下燃烧器内的气体混合效果及组分分布情况；在此基础上提出了增设外环酸气入口的结构改进措施。结果表明：现役高旋流装置对炉内H₂S和S0₂的二次混合不利，采用外环酸气入口对酸气进行分流可有效提高炉内气体混合效果，提高炉内燃烧稳定性，并起到节能、降耗的作用。

关键词：硫化氢；燃烧炉；燃烧器；湍流；混合；EDC模型；优化

随着我国高含硫气田的深入开发，如何提高天然气净化装置技术水平及减少装置能耗是当前面临的一个较大的技术挑战。燃烧炉是克劳斯类硫磺回收及尾气处理工艺中最关键的制硫设备，炉内单质硫生成量可占整个工艺的70%左右。在实际运行中，燃烧炉起着生成单质硫、提供反应热及消除杂质等重要作用。要实现以上功能就要求燃烧炉必须具备强力燃烧的特点。燃烧器是燃烧炉内的核心部件。多采用高旋流装置来实现炉内气体的强力燃烧，如L D Duiker燃烧器及ACE0燃烧器^[1～4]。为提高燃烧炉装置技术水平，使其更好地适应天然气工业的快速发展，基于现役燃烧炉结构建立了燃烧炉的三维实体模型，依据燃烧炉实际入口参数对炉内燃烧场进行了数值模拟。重点考察了现役旋流装置对炉内气体混合效果及组分分布的影响，并在此基础上提出了相应的结构改进措施。

1 炉内燃烧场数值模拟计算

1.1 计算对象

图1为现役燃烧炉实体图，燃烧炉前端设有旋流燃烧器，后部设有花墙。燃烧炉炉体长为3.85m，炉体最大直径为0.92m。所建立的燃烧炉流体域模型如图2所示。

因为燃烧器内具有旋流叶片，而且燃烧炉体积庞大又涉及燃烧反应，因此本次模拟对网格精度要求较高。鉴于此，笔者将燃烧炉分为空气室、酸气入口管及燃烧炉炉体3部分分别进行计算，计算示意图如图3所示，空气室和酸气入口管内不涉及组分燃烧，此区域内仅进行流场计算，而且单独计算时出口截面边界条件误差微小，对两出口截面上速度大小和方向的整体性影响不大。计算完成后利用profile功能将上述两结构的出口参数导出，作为燃烧炉炉体的空气及酸气入口条件。采用此方法对燃烧炉结构进行模拟，可以大大减少网格数量，节省计算时间，并且提高计算精度。

1.2 控制方程

数学模型包括连续性方程、动量方程、湍流模型方程、能量方程和组分方程。湍流模拟采用realizable κ-ε双方程模型。燃烧模拟选用EDC(涡耗散概念)模型。具体公式见本文参考文献[5]。化学反应速率常数取自卡尔加里大学Kelly Anne Hawboldt的实验数据^[6]。

1.3 求解方法与边界条件

酸气入口气体组成如表1所示，空气入口气体组成如表2所示。

表1 酸气入口气体组成表¹⁾

组分	含量	组分	含量
H₂S	51.246%	H₂0	4.338%
C0₂	43.983%	CH₄	0.429%
N₂	0.001%	C₂H₆	0.003%

注：1)气体各组分以摩尔分数计。

表2 空气入口气体组成表¹⁾

组分	含量	组分	含量
C0₂	0.029%	Ar	0.885%
0₂	19.928%	H₂0	4.880%
N₂	74.279%

注：1)气体各组分以摩尔分数计。

采用多面体网格对燃烧炉进行网格划分^[7]，应用SIMPLEC算法求解离散方程，采用质量流量入口，其中酸气的质量流量为0.504kg/s，空气的质量流量为0.584kg/s。燃烧炉出口采用压力出口。假定系统绝热，无滑移壁面条件，壁面采用标准的壁面函数法处理。初始场温度设定为1800K作为点火源，不考虑辐射传热对流场的影响。

2 燃烧炉数值模拟及气体混合效果分析

2.1 空气室和酸气入口管流场计算结果

空气室及酸气入口管内流场如图4、5所示。图6、图7为空气室及酸气入口管出口面上的速度分布图。表3所示为现役旋流装置下空气室和酸气入口管出口面上的速度分量。流场计算完成后，将空气室和酸气入口管出口面上的速度参数作为燃烧炉炉体的空气与酸气入口条件对炉内燃烧场进行数值模拟。

2.2 燃烧器内混合效果分析

图8、9分别为假定炉内没有反应发生时喷嘴前端(燃烧器直径最小处)及燃烧器斜锥段xy截面上的组分分布图。

从H₂S和O₂浓度分布可以看出，空气与酸气在此处进行了初步的混合，但混合并不完全，射流中心处以H₂S居多，而射流外围以O₂居多。随着气流前行，酸气与空气的混合效果有所改善(如图9所示)，但旋转射流始终是呈一种空气包络酸气的分布形态。产生此射流形态的主要原因是空气与酸气在喷嘴处的预混合距离较短，两组气体来不及完全混合就形成射流进入炉膛内。

图10为启动炉内燃烧反应时在不同z值下沿删截面中心轴线上各组分的分布情况。

由各组分分布来看，H₂S在各截面轴线上呈单驼峰式分布，在旋转射流内部含量最高；S0₂呈双驼峰式分布，在火焰区内旋转射流的外围边界层上含量最高；受射流外围气体回流影响，硫组分含量在旋转射流外部含量最高。

从各组分浓度变化来看，O₂刚耗尽时(z为0.25m截面上)，H₂S摩尔分数最高可达27%，而S0₂在此处的摩尔分数基本维持在2%左右，两者实际摩尔比例远大于制硫反应中的摩尔比(2：1)。在射流外围边界层上，H₂S与S₂的含量一直处在较低范围，而S0₂在此处浓度一直最高。因此，就制硫反应来说，射流中心区域内H₂S过量，外围边界层上S0₂过量。随着气体不断扩散混合，截面内各组分分布开始趋向均匀，在z为0.7m截面处，除射流中心反应量较大外，在其他区域上各物质含量已经基本达到平衡^[8～11]。

3 结构改进

主射流呈一种空气包络酸气的分布形态，此分布将导致O₂消耗完毕后，射流中心区域内H₂S过量，射流外围处S0₂过量。H₂S与S0₂的混合将主要取决于主射流内外气体的不断扩散完成，此混合过程相对较慢，对单质硫的生成来讲是不利的。为此，笔者提出了增设外环酸气入口的结构改进措施(图11)，外环酸气入口贴近空气室外壁面，入口方向与预混合段平行。通过此方法进行改进，可对射流中心处过量的H₂S分流，并将其直接通入到射流外围的S0₂浓度最大处。

4 改进前后炉内燃烧场对比与分析

4.1 混合效果

图12为各组分在喷嘴前端沿xy截面中心轴线上的分布情况。对比图10可知，H₂S由原来的单驼峰式分布变为多峰式分布。通过外环酸气分流，提高了射流外围处H₂S的含量，外环酸气直接通入到原S0₂浓度最大处，使此处的单质硫生成量增多。由各组分浓度变化来看，H₂S和S0₂的二次混合过程由原来主射流旋流扩散混合转变为直接在射流外围边界层处混合。由图12可知，炉内组分在z为0.6m处即可基本达到平衡，说明采用外环酸气入口将H₂S直接通入S0₂浓度最大处，提高了H₂S与S0₂的混合效果。

4.2 出口处组分含量

图13为沿燃烧炉轴线方向各组分组成变化图。由硫生成曲线来看，单质硫在燃烧器内增量最快，之后呈非常缓慢的增长趋势。表4为改进前后燃烧炉出口面上各组分的组成表，由表4可知，出口处各组分含量与燃烧炉实际运行值较为吻合，而与原结构相比，新结构出口面上S₂的摩尔分数提高了0.03%，说明采用外环酸气入口提高了炉内气体混合效果并进而提高了燃烧炉的总硫转化率。

4.3 压降

图14为新结构下燃烧炉内的压力分布图。从图14可以看出，压降损失最大的区域为喷嘴至火焰区的收敛喷口处，火焰区内处于负压，出口处压强约128kPa，入口处压强最高为136kPa。炉内总压降为8kPa，与忠县天然气净化厂内燃烧炉设计压降11kPa相比，减小了3kPa。因此新结构在满足现有硫回收功能的同时，能够减小设备压降，提高总硫回收率。

4.4 主射流温升速度

图15为炉内主射流温升速度示意图，图16为新旧结构截面温度分布对比图，图中显示新结构炉内温度分布非常均匀，基本维持在1400K，与原结构下的温度场相比，射流外围边界上因为外环入口酸气的通入温度有所降低。但此区域内气体受回流区及气体对流传热影响，温度在很短距离内即可达到炉内平均温度。图17为沿燃烧炉轴线方向温度的变化趋势图。由图17可以看出，新结构下射流中心区域温升明显加快，在很短的距离内即可达到1400K。

5 结论

1) 现役旋流装置在炉内形成的主射流呈空气包络酸气的气体形态。

2) 此结构下的射流内组分分布导致射流中心处H₂S过量，射流外围S0₂过量，不利于炉内H₂S和S0₂的高效混合。

3) 采用外环酸气入口对原酸气进行分流，可有效改善主射流内气体分布，使H₂S直接通入S0₂浓度最大处，进而提高炉内气体混合效果及炉内单质硫生成率。

4) 采用外环酸气入口对原酸气进行分流，可提高主射流温升速度，对火焰稳定性起到积极作用。并且可以降低炉内压降损失，具有节能效果。

参考文献

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(本文作者：常宏岗¹ 吴昌² 陈昌介¹ 艾志久² 温崇荣¹ 游国庆² 1.中国石油西南油气田公司天然气研究院；2.西南石油大学)