天然氣制合成氣固定床反應器的進(jìn)料方式

化工進(jìn)展2010年第29卷增刊CHEMICAL INDUSTRY AND ENGINEERING PROGRESS·411·天然氣制合成氣固定床反應器的進(jìn)料方式莊志國,魏偉勝,徐建(中國石油大學(xué)(北京)CNPC催化重點(diǎn)實(shí)驗室,北京102249)摘要:對高壓下適于工業(yè)規模的進(jìn)料方式進(jìn)行了討論,得出采用反應器內混合進(jìn)料是最佳的進(jìn)料方式。采用CFD軟件 Fluent對實(shí)驗所用噴嘴及反應器進(jìn)行了數值模擬,其中,湍流模型選擇標準k-ε模型,用通用有限速率模型及渦耗散模型計算組分輸運和化學(xué)反應。結果顯示氧化區內氧碳摩爾比與溫度分布和實(shí)驗值吻合較好,說(shuō)明模擬結果是可信的。通過(guò)考察不同噴嘴及氧化區結構的溫度分布得出:收縮角在10°,15°和20°中,15°為宜,孔間距在0.2~2mm中,0.6mm為宜,3流道噴嘴優(yōu)于2流道噴嘴,而氧化區采用高徑比為3:1的B型結構較好關(guān)鍵詞:天然氣;合成氣;進(jìn)料方式;CFD模擬;溫度分布天然氣制合成氣是天然氣大規模利用的主要混合型,天然氣和氧氣反應器內混合型,氧分布器途徑,合成氣制備過(guò)程的設備投資和操作費用占全型以及分步進(jìn)氧型四種類(lèi)型。過(guò)程投資和操作費用的50%~75%,改進(jìn)和革新造預混合型是指原料氣在進(jìn)入反應器之前就預氣過(guò)程是天然氣化工利用節能降耗的關(guān)鍵。合成先混合好,然后一同進(jìn)入反應器進(jìn)行反應。 Barrio氣的后續利用過(guò)程(包括FT合成,合成氨的生產(chǎn)等6驗證催化部分氧化和蒸汽重整反應器模型時(shí)以及甲醇的制備)都是在高壓(2MPa以上)條件所采用的就是這種進(jìn)料方式。預混合可以將原料下進(jìn)行的,原料氣中的天然氣也是通過(guò)高壓輸氣管氣充分混合,但是,容易發(fā)生爆炸,操作危險,線(xiàn)輸運的,這就要求天然氣制合成氣過(guò)程必須在它只適用于實(shí)驗室小試或催化劑評價(jià)實(shí)驗,而對高壓下進(jìn)行。但是,合成氣制備的主要反應是一于稍大型的實(shí)驗,因反應放熱量大將使原料氣溫個(gè)體積增大的反應,高壓對反應不利23。為了得度升高,在預混合過(guò)程中就會(huì )出現燃燒反應,即到和常壓同樣的合成氣收率就需要提高反應溫回火問(wèn)題度,然而,工業(yè)上要想在800~900℃的基礎上提反應器內混合型與預混合型正好相反,原料氣高反應溫度,供熱是比較困難的,因此,可以通由各自孔道(如噴嘴)分別進(jìn)入反應器,在反應器過(guò)提高原料氣的預熱溫度來(lái)提高反應溫度。通過(guò)內進(jìn)行混合后反應。反應器內混合型雖然不會(huì )有爆熱力學(xué)計算得出最佳的預熱溫度為773~923K,炸的危險,但是如果原料氣混合不均勻,就會(huì )產(chǎn)生在如此高的預熱溫度下,原料氣如何進(jìn)入反應器積碳以及高溫熱點(diǎn)。采用反應器內混合的關(guān)鍵是如并快速均勻的混合便成了急需解決的問(wèn)題。如果何實(shí)現原料氣的快速均勻混合原料氣混合不均勻,就會(huì )出現富甲烷區和富氧區,華東理工大學(xué)發(fā)明的帶有內分布器的三流道在富氧區會(huì )發(fā)生甲烷的完全氧化反應,放出大量天然氣部分氧化制合成氣噴嘴,主要采用的就是的熱量,造成局部的高溫熱點(diǎn);在富甲烷區,甲天然氣與氧氣在反應器內混合的內混合型。如圖1烷在高溫下會(huì )發(fā)生高溫裂解而產(chǎn)生積碳,影響過(guò)和圖2所示。噴嘴主要由中心流道、內環(huán)隙流道程的穩定性及整個(gè)反應的順利進(jìn)行。另外,天然外環(huán)流道、內分布器和冷卻系統諸零部件組合安裝氣在氧氣中的爆炸極限為50%~600%,盡可能而成。由于這一噴嘴在其噴口處形成了兩股天然氣保證最高的安全性是必要的。因此,采用什么樣夾氣化劑(氧氣)的流動(dòng)形態(tài),促進(jìn)了氣化劑與天的進(jìn)料方式對天然氣催化部分氧化制合成氣過(guò)程然氣的快速均勻混合,從而提高天然氣的轉化率和至關(guān)重要。氣化爐出口中國煤化工氣體流速和縮適于工業(yè)規模的進(jìn)料方式小噴口收縮CNMHG撚燒強度。此外通過(guò)設置冷卻系統——水冷夾套,良好地保護了原料氣的進(jìn)料方式可以分為天然氣和氧氣預噴嘴,延長(cháng)了噴嘴的使用壽命。412·化工進(jìn)展2010年第29卷比如:采用分步進(jìn)氧進(jìn)料的方式中,一段出口處反應溫度高達1073~1273K,在此加入二段氧后很容易立刻發(fā)生均相燃燒反應,而且催化劑床層的中段仍然存在高溫熱點(diǎn)。綜上所述,適于工業(yè)規模的進(jìn)料方式最好采用雙流道外混合型噴嘴。使原料氣通過(guò)噴嘴的各流道分別噴入到反應器內,并快速均勻混合2數值模擬2.1物理模型圖3所示為模擬過(guò)程所用的其中一種噴嘴及氧圖1燒嘴外形圖化區結構示意圖。氧化區頂部為一雙流道外混合型噴嘴,中心流道走天然氣,外圍流道走氧氣,也可以為三流道噴嘴。圖3中所示氧化區為圓柱形(A型),也可以為臺柱形(B型)。22控制方程所采用的質(zhì)量、組分、動(dòng)量及能量守恒基本方程山如下。連續方程c+d(m)=0(1)組分方程a(pc)圖2A-A剖視圖+div(puc,)=div(D, grad(pc, ))+S,(2氧分布器型是將天然氣、水和化學(xué)計量氧中動(dòng)量方程的一部分先混合好后通入到反應器,其余氧氣則由0()+d)=dp(8n)-x+S(3氧分布器通入到催化劑床層;而分步進(jìn)氧型1則是指化學(xué)計量氧中的一部分先與天然氣在反應器外能量方程進(jìn)行混合后一起進(jìn)入反應器,其余氧氣可以分幾步(pr)+div(pur)=div-gradT +Sr(4)加入到反應器內。因此,分布器進(jìn)氧和采用分步進(jìn)氧原理基本相同,都是將一部分氧氣和天然氣混合以上各式中,p為密度,u為速度矢量,P為壓好后加入到反應器,避開(kāi)甲烷的爆炸極限,然后再力,為動(dòng)力黏度,t為時(shí)間,T為絕對溫度,c為加入其余部分氧氣。雖然這兩種方式都可以避免爆組分S的體積濃度,D為該組分的擴散系數,S,為炸的危險,但是,仍然存在一些很難解決的問(wèn)題系統內部單位時(shí)間內單位體積通過(guò)化學(xué)反應產(chǎn)生氧氣氧化區噴嘴中國煤化工CNMHG圖3噴嘴及氧化區結構示意圖增刊莊志國等:天然氣制合成氣固定床反應器的進(jìn)料方式413·的該組分的質(zhì)量,即生產(chǎn)率。Sr為黏性耗散相,S1K,氧氣進(jìn)口速度為20m/s,溫度為773K,出口設為動(dòng)量方程的廣義源項,k為流體的傳熱系數,cp置為 outflow為比熱容。對于器壁附近的處理采用了標準近壁函數法。2.3數學(xué)模型動(dòng)量、湍動(dòng)能和湍動(dòng)能耗散率方程等均采用QUCK23.1湍流模型差分格式離散,而壓力梯度項采用默認值 Standard湍流的一些適用的工程預報方法,是基于求解差分格式?？刂品匠痰那蠼獠捎梅邱詈纤惴?分別Reynolds時(shí)均方程及關(guān)聯(lián)量輸送方程的湍流統觀(guān)模求解離散了的連續性方程、動(dòng)量方程、能量方程及擬方法。標準kε模型是k-ε模型的最初版本,主要組分方程。速度與壓力參量的耦合計算采用是在關(guān)于湍動(dòng)能k的基礎上,引入一個(gè)關(guān)于湍流耗 SIMPLE算法散率E的方程后形成的,是目前使用最廣泛的湍流模型,適用于無(wú)旋或弱旋回流流動(dòng),該模型假定流3模型驗證場(chǎng)完全是湍流,k方程和ε方程的形式2如下圖4所示為氧化區中心軸向模擬的與實(shí)驗測量(a)+2(mA)=21m+點(diǎn)]+的氧碳摩爾比之間的對比,從圖中可以看出,無(wú)論是實(shí)驗結果還是模擬結果,氧化區30mm之后的區G+G-pE+S(5)域氧碳摩爾比都在058左右,而噴嘴前由于速度較(pe)+3(pu e大,甲烷出口處甲烷的量比較多。圖5所示為模擬結果與實(shí)驗結果的溫度對比,從圖中可以看出,模C(G+CG)-C2pE+S.(6)擬結果與實(shí)驗結果趨勢基本相同,溫度都是先升高后降低,模擬結果值較高的原因是模擬過(guò)程中主要232組分輸運和反應模型考慮了甲烷完全氧化和部分氧化過(guò)程,對重整過(guò)程模擬反應的方法有通用有限速率模型,非預混燃燒模型,預混燃燒模型和部分預混燃燒模型四種。以及熱量的損失沒(méi)有考慮。從兩個(gè)對比圖可以看出文中采用通用有限速率模型。模擬值與實(shí)驗值基本吻合,有些偏差也是在允許范模擬過(guò)程沒(méi)有涉及到壁面表面以及微粒表面Simulation result等反應,因此反應類(lèi)型將采用容積反應。而在容積Experiment result反應中,湍流-化學(xué)反應相互作用模型又分四種模型:層流有限速率模型,渦耗散模型,有限速率渦耗散模型以及EDC模型。后面三種都是針對湍流流動(dòng)的模型。文中模擬選擇渦耗散模型,應用此模型計算反應率時(shí),假定化學(xué)動(dòng)力學(xué)反應要比通過(guò)湍流擾動(dòng)對反應物的混合要快速?？紤]的反應包括CH4+202=CO2+2H2O(7)Position/mmCH4+0.502=CO+2H2(8)圖4模擬結果與實(shí)驗結果的O/CH4對比24計算方法Simulation result網(wǎng)格生成由 Fluent的前處理軟件 Gambit完成。對噴嘴外圍流道出口部分進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理,忽略了出氣孔個(gè)數的影響,整個(gè)裝置結構并不復雜,因此劃分網(wǎng)格時(shí)主要采用了結構網(wǎng)格。另外,對于網(wǎng)格的粗細,如果網(wǎng)格劃分過(guò)細,網(wǎng)格數量會(huì )急劇增加;如果網(wǎng)格劃分粗糙,計算精度下降且容易發(fā)散,因中國煤化工此,文中模擬的網(wǎng)格數量都在10萬(wàn)以上CN MHGo 500假定流體為不可壓縮流體,給定速度進(jìn)口及進(jìn)Position/mm口溫度,其中天然氣進(jìn)口速度為15m/s,溫度為773圖5模擬結果與實(shí)驗結果的溫度對比·414化工進(jìn)展2010年第29卷圍之內的,說(shuō)明模擬所選擇的模型是可靠的,可以時(shí)氧氣噴出交叉點(diǎn)距噴嘴理論距離分別為18mm,利用其進(jìn)行噴嘴以及燃燒區結構的分析。11.8mm和87mm,說(shuō)明氧氣與甲烷噴出后接觸4結果與討論即燃燒,因此從三幅對比圖來(lái)看,火焰離噴嘴距離并無(wú)多大差異。但從理論距離來(lái)看10mm左右41不同收縮角溫度分布為宜。噴嘴收縮角度(圖3所示a)的大小決定了燃綜上所述,在孔間距為1mm時(shí),噴嘴收縮角燒火焰的長(cháng)短,理論上,收縮角越小,燃燒火焰越應該控制在15°左右。長(cháng),收縮角越大,燃燒火焰越短。燃燒火焰太短,4.2不同孔間距溫度分布高溫區域比較集中,對噴嘴以及氧化區上部材料要孔間距(圖3所示d)和收縮角的大小一起決求較高;燃燒火焰太長(cháng),氧化區所占空間加大,否定了甲烷和氧氣兩種氣體的接觸點(diǎn)離噴嘴的遠近則對部分氧化催化劑要求較高,火焰溫度太高時(shí)在收縮角一定的情況下,如果甲烷直線(xiàn)噴出并且無(wú)將會(huì )燒毀催化劑,不利于反應的順利進(jìn)行模擬不同收縮角的過(guò)程所采用的氧化區結構發(fā)散,孔間距越大,兩種氣體接觸的位置距離噴口相同,收縮角分別為1O°、15°和20°時(shí)氧化區越遠,相反,如果孔間距越小,則距離越小,兩者x=0截面的溫度分布情況如圖6所示。從溫度的高正比例關(guān)系。但是,甲烷噴出后不可能是無(wú)發(fā)散低分布情況可以將氧化區劃分為三個(gè)部分,高溫區的,因此,實(shí)際過(guò)程中兩者并不是成絕對的正比例(>2200K),中溫區(>1900K,<2200K)和較低關(guān)系,而是隨著(zhù)孔間距的增加,雖然兩種氣體接觸溫度區(<1900K)。zhou等通過(guò)CFD對天然氣位置離噴口距離也增加但是增加的幅度越來(lái)越小。非催化部分氧化的模擬研究中也將氧化區按照溫度孔間距分別為02mm、0.6mm、1.0mm和2.0的高低劃為了三個(gè)區,只是劃分溫度的大小以及范mm時(shí)氧化區x=0截面的溫度分布情況如圖7和圖圍與本文不同。由圖可以看出,收縮角為10°時(shí)8所示。由圖7可以看出,孔間距越大,火焰中心高溫區區域范圍較收縮角為15°和20°時(shí)的大區離噴嘴越遠,而圖8所示的兩個(gè)圖中距離變化不也就是中心火焰較長(cháng),主要原因是收縮角度較小,大,說(shuō)明了中心孔道甲烷噴出后發(fā)散了。另外,孔氧氣噴出后和甲烷一邊反應一邊平行流動(dòng),發(fā)生氧間距為02mm時(shí)的中心火焰范圍太小,高溫區太化反應所占的區域較大。集中,對噴嘴及氧化區材質(zhì)要求較高。綜合以上幾另外,由圖6還可以得出,原料氣在噴嘴前5方面的考慮,在收縮角為10°時(shí),孔間距為06mmmm左右就開(kāi)始燃燒,而收縮角在10°,15°和20°比較適中。102.66c+0357c+032.47c+032.57c+03248c+032.39c+032.47c+02.39c+032.30c+032.38c+032.22c+032.13c+032.19c+032.12c+03205c+0303c+031.96c+032.00c+031.94c+031.88c+031.91c+031.85c+031.79c+031.8lc+0376c+031.71c+031.72c+031.67c+031.62c+031.62c+01.58c+031.54c+031.53c+01.49c+031.45c+031.43c+031.40c+031.37c+031.34c+031.3lc+0328c+031.25c+0322c+031.20c+031.I5c+031.13c+031.lc+031.06c+031.04c+039.52c+02中國煤化工8.67c+028.63c+0273c+027.73c+02CNMHG圖6不同收縮角時(shí)的溫度分布情況增刊莊志國等:天然氣制合成氣固定床反應器的進(jìn)料方式415·0.2mm0.6mm2.53c+032.44c+032.55c+032.57c+03+032.36c+2.45c+032.47c+032.27c+032.36c+032.38c+032.l8c+03032.28c+032.09c+032.17c+032.19c+032.00c+032.08c+032.10c+0392c+031.99c+032.00c+031.83c+031.89c+031.9lc+0374c+031.80c+031.8lc+0365c+031.7lc+01.72c+031.5c+031.6lc+031.62c+031.48c+031.52c+031.53c+031.39c+031.43c+031.43c+031.33c+031.34c+032lc+031.24c+031.25c+0312c+031.15c+0304c+0306c+039.49c+029.60c+029.62c+028.6lc+028.66c+028.67c+027.73c+027.73c+07.73c+02圖7不同孔間距時(shí)的溫度分布情況2.66c+032.55c+032.57c+032.46c+032.38c+032.38c+032.29c+032.28c+032.20c+032.19c+032.l1c+032.10c+032.02c+012.00c+031.93c+031.84c+031.8c+031.75c+031.57c+031.53c+031.49c+01.43c+031.40c+031.34c+031.3lc+031.25c+031.22c+031.15c+0306c+031.04c+039.62c+029.5lc+028.67c+028.62c+027.73c+027.73c+02圖8不同孔間距時(shí)的溫度分布情況43不同流道數溫度分布道噴嘴來(lái)說(shuō),3流道火焰離噴嘴距離稍遠。采用2模擬不同流道數所采用的氧化區結構相同,流流道噴嘴溫度較高的原因是模擬過(guò)程中2流道噴嘴道數分別為2和3的噴嘴左視圖如圖9所示,氧化氧碳摩爾比中國煤化十比例較大,同區x=0截面的溫度分布情況如圖10所示。時(shí),3流道CNMHG氧碳摩爾比由圖10可以看出,采用2流道噴嘴時(shí)溫度要比較小,導致氧加萬(wàn)氧化及應加比例比較大,遠高于采用3流道噴嘴時(shí)的溫度,而且相對于2通完全氧化反應放出的熱量遠高于部分氧化所放出的416·工進(jìn)展2010年第29卷甲烷熱量。從對噴嘴的保護,防止催化劑燒結等因素考慮,3流道噴嘴要好于2流道噴嘴。另外,在高壓下采用3流道噴嘴時(shí),如果反應器是同心式結構的氧氣話(huà),可以將反應器半徑減小一些,這樣可以通過(guò)間壁來(lái)給重整區提供較多的熱量流道3流道44不同氧化區高徑比溫度分布圖9不同流道數噴嘴左視圖圖11所示為噴嘴結構相同,氧化區高徑比從左2.66c+032流道3流道1.76c+032.57c+031.71c+032.38c+032.28c+031.56c+032.19c+032.10c+0300c+031.4lc+031.91c+031.36c+031.81c+033lc+031.27c+031.62c+031.22c+03153c+01.17c+031.12c+031.34c+031.07c+031.25c+031.15c+039.70c+021.06c+039.2lc+028.72c+028.67c+028.22c+027.73c+027.73c+02圖10不同流道數時(shí)溫度分布H:D=9:5H:D=2:1H:D=3:12.66c+032.68c+02.56c+032.58c+032.49c+032.4lc+032.47c+032.49c+032.32c+032.37c+032.39c+02.23c+032.28c+032.30c+032.15c+032.19c+032.20c+032.06c+032.09c+032.llc+03198c+032.00c+032.0lc+031.89c+031.90c+031.92c+031.80c+031.8lc+01.72c+031.72c+031.73c+031.63c+031.62c+031.62c+031.55c+031.53c+0354c+031.46c+031.43c+0344c+031.37c+031.35c+031.29c+0324c+031.25c+031.20c+031.15c+03.15c+031.12c+0306c+031.06c+039.6lc+029.64c+02中國煤化工8.67c+028.68c+027.73c+027.73c+02CNMHG圖11氧化區不同高徑比時(shí)溫度分布增刊莊志國等:天然氣制合成氣固定床反應器的進(jìn)料方式到右依次為9:5、2:1和3:1時(shí)x=0截面的溫度速度沿軸線(xiàn)衰減,徑向發(fā)展并最終與器壁相交,即分布情況。由圖可以看出,氧化區高徑比為9:5和為射流區,射流區下游直至區域底部為管流區,實(shí)2:1時(shí)的最高溫度基本相同,而高徑比為3:1時(shí)的質(zhì)上管流區可以定義為重整區。粒子反向運動(dòng)區即最高溫度較2:1時(shí)的溫度低,為2490K。原因可回流區,而粒子流動(dòng)性較小,幾乎停留在氧化區上能是前兩者氧化區高度相差不大,火焰都不完全,部?jì)山?即為死區。主要發(fā)生一次燃燒反應;而高徑比為3:1時(shí)氧化區眾所周知,化學(xué)反應是以反應物之間達到分子要大的多,后續部分主要發(fā)生了二次重整反應,消尺度混合為前提的。圖12給出的粒子運動(dòng)軌跡,與耗了一部分熱量。射流區、回流區及管流區相應,也存在著(zhù)化學(xué)反應另外,由圖1l還可以看出,氧化區高徑比為3:特征各異的一次反應(主要是燃燒反應)區、二次1時(shí)火焰形狀可以完全分辨清楚,后續部分溫度分反應(主要是重整反應)區和一、二次反應共存區。布也比較均勻,基本維持在1500K左右,比較適合射流區以原料氣的燃燒反應為主,管流區則以二于后續重整反應的發(fā)生。這三個(gè)案例的半徑都是25次反應的重整反應為主,而射流區和回流區不時(shí)mm,從圖中也可以看出,徑向接近壁面區域溫度的進(jìn)行質(zhì)量交換,再加湍流的隨機性,射流區的在1500~1700K,對于采用同心式結構的反應器而反應組分及產(chǎn)物都有可能進(jìn)入回流區,所以,回,這一半徑比較合適,可以通過(guò)間壁的傳熱為重流區中既有二次反應又有燃燒反應的發(fā)生。死區整反應提供一部分熱量。推測為甲烷比較多,因此,在高溫的輻射下,會(huì )圖12所示為不同氧化區高徑比x0截面的粒裂解產(chǎn)生積碳。子路徑。由圖可以看出,高徑比為3:1的氧化區可從以上分析可知,在噴嘴大小與本文相差不大以按照速度、流型劃分為射流區、回流區、管流區的情況下,氧化區高徑比應該控制在3:1左右?？偤退绤^四個(gè)區域,而高徑比為9:5和2:1的氧化之,噴嘴和氧化區的高度一定要匹配才能得到理想區由于高度較小,沒(méi)有管流區。于遵宏等山曾采用的溫度分布并最終得到較好的甲烷轉化率和合成氣同樣方法,將整個(gè)反應器區域劃分為射流區、回流收率區和管流區三個(gè)區。天然氣從噴嘴噴出的射流具有4.5不同氧化區形狀時(shí)溫度分布攜帶能力,卷吸周?chē)黧w,并與之混合,射流中心圖13所示為A型B型兩種氧化區形狀時(shí)x=0死區回流區回流區H射流區管流區中國煤化工R=25,H=100R=25,H=100CNMHG圖12不同氧化區高徑比時(shí)粒子路徑圖418·化工進(jìn)展2010年第29卷R=25.H=100R1=15,R2=25,H=100結構,死區的去除減少了甲烷發(fā)生裂解反應的機會(huì ),而管流區的實(shí)際上就是后續的重整區,氧化區里如果含有管流區,不僅會(huì )增加設備成本,還會(huì )影響催回流區化劑裝填的判斷,最終影響原料氣的轉化率及產(chǎn)物的收率。圖14所示為噴嘴結構相同,A,B兩種氧化區射流區射流形狀時(shí)x=0截面的溫度分布情況。由圖可以看出,A型氧化區上部?jì)山菧囟仍?300K左右,上面的討論稱(chēng)為死區,這部分的熱量主要是通過(guò)熱輻射傳遞圖13不同氧化區形狀時(shí)粒子路徑圖的熱量,流體流動(dòng)小,有部分甲烷積存于此,在這截面的粒子路徑。由圖13可以看出,A型氧化區中樣的溫度下,極有可能發(fā)生裂解反應產(chǎn)生積碳,而出現的死區在B型氧化區中不再存在,而只有回流B型氧化區可以看出,死區幾乎已經(jīng)不存在了。因區和射流區兩個(gè)區域,這種結構是一種比較理想的此,采用B型氧化區是比較理想的選擇。R|=R2=25,H=100Rl=15,R2=25,H=1002.66c+032.73c+032.58c+032.63c+03RI2.49c+032.54c+032.39c+032.44c+032.30c+032.34c+032.20c+02.l1c+032.14c+0320lc+032.05c+031.92c+031.95c+031.85c+031.73c+01.75c+031.63c+031.65c+031.56c+031.44c+031.46c+031.35c+031.36c+031.25c+0326c+031.15c+031.06c+01.07c+039.64c+029.69c+028.68c+028.71c+027.73c+027.73c+02圖14不同氧化區形狀時(shí)的溫度分布5結論及氧化區結構的溫度分布,得出噴嘴收縮角在15度左右為宜,孔間距為06mm為宜,而3流道要(1)反應器內混合型進(jìn)料方式是天然氣制合好于2流道噴嘴;對于氧化區來(lái)說(shuō)采用高徑比為3/1成氣過(guò)程比較理想的一種進(jìn)料方式,采用外混合型的B型結構較好。噴嘴進(jìn)料可以使原料氣快速均勻的混合參考文獻(2)通過(guò)CFD數值模擬計算得出的氧碳摩爾比及溫度分布與實(shí)驗測試結果吻合性較好,說(shuō)明所 Aasberg-PetHansen J H. Christensen t s et al中國煤化工 lied catalysis A選擇的湍流模型、組分輸運和反應模型可以滿(mǎn)足模generalCNMHG擬要求。[2]路勇,劉旭霞,劉育,等.壓力對甲烷部分氧化制合成氣反應的(3)通過(guò)CFD數值模擬計算考察了不同噴嘴影響門(mén)分子催化,1998,12(4):316319增刊志國等:天然氣制合成氣固定床反應器的進(jìn)料方式419·[3]Zhou X w, ChenC X, Wang F C Multi-dimensional modeling of嘴:中國,1431143A[P]2003,7non-catalytic partial oxidation of natural gas in a high pressure[8] Liu S h, Li w Z, Wang Y Z et al. Catalytic partial oxidation ofreformer[]]. International Journal of Hydrogen Energy, 2010, 35(4):ethane to syngas in a fixed-bed reactor with an O. distributor: The[4] Xu J, Wei W S, Bao X J. Thermodynamic study on the catalyticProcessing Technology, 2008, 89(12): 1345-1350partial oxidation of methane to syngas[J]. Chinese Journal of 19] Gerald Ondrey. autothermal reformer promises to lower investmentChemical Engineering, 2002, 10(1)56-62costs for making syngas[]. Chemical Engineering, 2003, 110(3)5]陳賡良,王開(kāi)岳,等.天然氣綜合利用M]北京:石油工業(yè)出版社,2004[10] Xu J, Wei W S, Tian AZ et al. 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