海上平台强引射放空火炬结构优化研究

马家乐，王宗明，马卓群，赖金鑫

(1.中国石油大学(华东)新能源学院，山东 青岛 266580；2.山东亿维新材料有限责任公司)

目前,世界能源形势日益严峻,国内外海洋油气开发正在迅猛发展,由于油藏的地质因素和成藏条件的不同,海上油田所开采出的原油和伴生气性质存在差异,导致放空火炬燃烧不充分,并且在燃烧的过程中会产生不同程度的黑烟。随着对石油开采过程环保要求的日益提高,放空火炬黑烟问题成为限制海上油气田生产的瓶颈[1-4]。陆上火炬大多采用向火炬中通入高压蒸汽使黑烟沉降的方式消除黑烟,而海上平台由于空间限制,无法增设蒸汽系统,也不允许黑烟沉降,因此迫切需要对海上平台无烟放空火炬进行研究。

目前,关于放空火炬的研究在国内外已取得了一定的成果。Archer等[5]和Kovash等[6]开发了两种火炬污染物排放检测系统,可通过控制空气供给量,强化燃烧效果,减少有机废物的排放;Karkow等[7]开发了一种火炬燃烧器,在壳体出口处设置多孔板,保证了燃烧火焰的稳定;Bacon[8]提出了一种气体辅助强化火炬燃烧装置,强化燃气与周围空气的混合,提高燃烧效率,减少黑烟的生成。张丙忠等[9]提出了一种应急放空火炬燃烧器,通过设置混合器和稳焰器,燃烧稳定充分,不易产生黑烟;周龙等[10]和高莉[11]对火炬头结构进行了优化,将蒸汽引入火炬头内部,在卷吸空气,加快与空气混合的同时,可以达到消烟的目的;王瑞星等[12]和斯文杰等[13]开发了两种预混式火炬燃烧器。前者利用预混燃烧室使酸性气与空气充分预混燃烧,提高了酸性气的燃净率;后者燃烧器燃气采用多喷嘴多级喷入,加强了燃气与空气的预混,降低了火焰长度,减少了有害燃烧产物排放。

国内外学者关于改变放空火炬结构以减少黑烟排放方面的研究较少。鉴于此,本课题基于引射增氧机理提出一种三级引射放空火炬,并对其筒体扩张角、防风罩间隙、文丘里引射器数量、火炬气主排放管道深度等结构参数进行优化探索研究。

1 计算模型

1.1 几何模型

依据海上平台常见作业参数[14],取放空气流马赫数为0.3、火炬的最大排气量为15 000 m3/h,基于引射增氧机理,提出多级引射混合方案,构建三级引射火炬头结构,具体结构和尺寸见图1。

图1 火炬结构示意1—防风罩; 2—文丘里引射器; 3—主放空管; 4—二级引射器; 5—一级引射器

1.2 模型网格划分

放空火炬的流动燃烧过程主要包括火炬头内部的燃气与空气的混合过程及火炬头上方的燃烧过程。根据模型的结构特性,将整个计算区域按火炬头和流动燃烧区两部分划分网格。火炬头结构比较复杂,采用非结构化网格划分,对局部区域的网格进行加密处理;流动燃烧区的形状比较简单,采用结构化网格划分。网格划分如图2所示。

图2 网格划分示意

1.3 控制方程

不论流体处于何种流动状态,流动都受到质量守恒方程、动量方程和能量方程的制约,其通式见下式。

(1)

式中:ρ为流体密度,kg/m3;φ为通用形式的变量;div(u)为速度场散度;u为速度,m/s;Jφ为输出通量;Sφ为源项。

1.4 模型选择

燃烧模型选用部分预混燃烧模型。本课题重点对燃烧过程中产生的黑烟进行模拟研究,选用Moss-Brookes模型进行燃烧过程中的烟灰预测。辐射模型采用DO辐射模型。

湍流模型选取Realizablek-ε模型,相比于标准模型,此模型能够更准确地模拟射流撞击、分离流、二次流、旋流等中等复杂流动。

1.5 边界条件

主放空管燃气(石油伴生气)入口采用速度入口,速率为50 m/s,燃气的组成如表1所示。空气入口均采用压力进口,压力为常压;燃烧域部分采用压力出口;文丘里引射器入口采用速度入口,速率为32 m/s。

表1 燃气的组成 φ,%

1.6 网格无关性验证

选取5种不同数量(1.09×106,1.43×106,1.78×106,2.09×106,2.30×106)的网格模型,采用相同的边界条件和计算模型,以燃烧域中轴线上一点的温度值作为判定标准,进行网格无关性验证,结果如图3所示。由图3可以看出,当网格数量大于1.78×106时,监测点的计算温度值基本保持不变。因此,选择网格数量为1.78×106进行分析研究。

1.7 模型正确性验证

基于文献[15]研究对象,采用CH4作为燃料,选取直径为2 mm的喷管,CH4射流雷诺数为2 891,空气流速为0.11 m/s,火焰前缘的位置由反应进程变量χ确定[16]。

数值模拟测得最大火焰温度(Tmax)为1 960 K,按反应进程变量0.7计算可得火焰前缘位置温度为1 462 K。火焰形状试验图[15]与数值模拟结果的对比如图4所示。文献[15]中测得的黄色火焰的高度为350 mm,模拟得到温度为1 462 K时的等值线高度为380 mm,与试验值的相对误差为8.6%,说明本课题选取的计算模型具有足够的准确性。

图4 火焰形状对比

2 基本型火炬计算结果及分析

对基本型火炬结构进行数值模拟,得到中截面上火炬头内部的速度分布如图5所示。由图5可以看出,在主排放管道和引射器两侧的空气流道内,空气的流速(v)较高,大量空气被引射进入火炬头内与放空气体混合。经计算可得进口A,B,C的空气体积流量分别为0.47,1.01,0.54 m3/s,进口B的空气流量最高,说明辅助引射器在火炬头内的引射效果最好。防风罩内侧的空气进口C由于其面积较大,导致其引射量也较大。计算得到火炬结构的引射系数为0.77。

图5 火炬头内部中截面速度分布

中截面上的温度分布情况如图6所示。由图6可以看出,火焰刚直,燃烧稳定。高温区与火炬头的距离较大,这是由于火炬气的流速很高,远大于燃烧火焰的传播速度,导致燃烧发生的区域与火炬头存在一定距离。在不发生脱火的前提下,有利于延长放空火炬的使用寿命,防止火炬头被烧坏。根据反应进程变量χ计算得到图中所示的火焰面轮廓线,计算得到其燃烧火焰高度为32.9 m。

图6 中截面上温度分布

图7为中截面上的NO和碳烟的分布情况。由图7(a)可以看出,NO在中部含量最大,并从中心向四周逐渐递减。这是因为,在中部区域燃烧温度最高,而NO含量随着温度的增加呈指数增长趋势。由图7(b)可以看出,碳烟含量分布的轮廓线为火焰面形状,碳烟主要分布在燃烧火焰的上游,并且主要位于中心轴线上,表现为在燃烧区域中部含量最高,且从中心向四周递减。

图7 NO和碳烟分布情况

碳烟的产生有聚集和氧化两个过程,聚集过程与多环芳烃的含量相关,·H自由基在多环芳烃的形成过程中起到链接作用。碳烟的氧化过程主要受到·OH自由基和O2含量的影响。图8所示为中轴线上·OH自由基与·H自由基随高度的分布情况。由图8可以看出,在燃烧区域上游,·OH自由基的生成量小,·H自由基的生成量较大,促进了多环芳烃的形成,进而生成碳烟,表现为碳烟浓度随高度增加。随着高度的增加,燃烧反应更加剧烈,·OH自由基含量急速增加,使得碳烟氧化,含量降低。

图8 中轴线上·OH和·H的分布

3 结构优化分析

3.1 正交分析

根据强引射火炬头的结构形式特点,并结合上述文丘里引射器引射特性影响因素,选取筒体扩张角(A)、火炬气管道深度(B)、文丘里引射器数量(C)和防风罩间隙(D)这4个因素作为正交分析对象,分别对其选取不同的取值,探究火炬头的燃烧特性。4个因素的具体表示见图9。

图9 正交分析各因素的示意

以上述火炬结构的尺寸为标准,在一定范围下改变各因素的取值,最终确定正交分析试验各因素的水平取值如表2所示。

以火炬头出口截面上的平均CH4质量分数为目标参数,CH4的含量越低,说明其引射的空气量越大。选取四因素三水平的正交表进行试验设计,共需9次试验。正交试验结果见表3。正交试验极差分析结果见表4,表中k值为同一因素在3种不同水平下的均值。

表3 正交试验结果

表4 正交试验极差分析结果

比较4个因素在不同水平下的R,可以得出,改变因素的取值大小对火炬头引射性能的影响由大到小的顺序为A>C>D>B。比较每个因素k值,可以得到每个因素的水平与引射的关系。当筒体扩张角从5°增加到9°时,火炬头的引射性能先增加后减小;当防风罩间隙从127 mm增加到207 mm时,火炬头的引射性能单调增加;当文丘里引射器的数量由6增加到10时,火炬头的引射性能先增加后减小;当火炬气主排放管道的深度由162 mm增加到242 mm时,引射器的性能单调增加。由正交分析结果可知,引射性能最佳的结构参数组合为:筒体扩张角7°,防风罩间隙207 mm,文丘里引射器数量8,火炬气主排放管道深度242 mm。

3.2 结果分析

根据上节正交分析得到的最优组合参数重新进行模拟研究,优化后空气进口A,B,C的体积流量分别为0.54,1.15,0.64 m3/s,相比优化前3个进口的空气引射量均有所增加。计算燃气流量和被引射空气流量得到引射系数为0.89,相比原始结构下有所增加,说明正交分析有效地提升了火炬头的空气引射性能。

图10为火焰中截面上的温度分布情况,图11为基本型与优化型火焰中轴线上温度对比情况。由图10和图11可以发现,整体的温度分布与原始结构基本一致,但优化以后相比基本型火焰高度有所降低。这是由于优化结构后的火炬头在其内部引射了更多的空气,使得火炬气与空气在流动过程中的混合加快,燃烧反应的区域向上游移动,增加了燃烧的稳定性。

图10 中截面上温度分布情况

图11 优化前后不同高度火焰温度对比

图12为基本型与优化结构后的火炬头在燃烧过程中,火焰中轴线上的碳烟质量分布情况。由图12可以看出,经过正交分析后,优化型的碳烟分布与基本型的分布趋势基本一致,表现为中间含量高,两侧含量低。但碳烟质量分数的峰值从2.2 mg/g下降到1.5 mg/g,碳烟的生成量明显降低,说明正交优化后的火炬燃烧器结构在降低碳烟方面有明显的效果。

图12 优化前后碳烟质量分数对比

图13为优化结构下火炬中截面上的碳烟分布云图。由图13可以看出,在火焰面外侧,碳烟的质量分数小于0.2 mg/g,根据文献[17]描述,当数值模拟结果中火焰面上碳烟的质量分数小于0.45 mg/g时,在试验中已观察不到黑烟现象。可见,本研究所开发的火炬结构对黑烟有明显的抑制作用。

图13 碳烟分布云图

4 结 论

(1)对基本型的火炬流动与燃烧过程进行模拟分析,结果表明火炬头的引射效果明显,火炬整体结构的引射系数为0.77,确保了火炬点火燃烧的稳定性。

(2)对基本型火炬正交试验优化得出,各结构参数对火炬头引射性能的影响由大到小的顺序为筒体扩张角>引射器数量>防风罩间隙>火炬气管道深度;引射性能最佳的结构参数组合为:扩张角7°、防风罩间隙207 mm、文丘里引射器数量8、火炬气主排放管深度242 mm。

(3)对最优结构参数组合的火炬结构进行数值模拟分析,计算得到引射系数为0.89,引射性能增强。碳烟质量分数的峰值从2.2 mg/g下降到1.5 mg/g,火焰面上的碳烟质量分数小于0.2 mg/g,火炬燃烧器结构在降低碳烟方面有明显的效果,达到降低黑烟的目的。