塔一聯(lián)含氮天然氣對(duì)加熱爐燃燒的影響

姚麗蓉 趙海洋 趙德銀 何金蓬

1.中國(guó)石化西北油田分公司石油工程技術(shù)研究院 2.“油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程”國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·西南石油大學(xué)

塔河油田是以縫洞為主要儲(chǔ)集體的碳酸鹽巖油藏，具有非均質(zhì)性強(qiáng)、流動(dòng)區(qū)域邊界復(fù)雜、縫洞尺寸差異大、接觸關(guān)系復(fù)雜、幾何形狀各異等特征[1-3]，注氮提高采收率已成為主要的增產(chǎn)措施，但近年來(lái)隨著注氮規(guī)模的擴(kuò)大，天然氣中氮?dú)夂恳膊粩嗌仙?，在?shí)際生產(chǎn)過(guò)程中將產(chǎn)出天然氣作為塔河油田一號(hào)聯(lián)(以下簡(jiǎn)稱塔一聯(lián))加熱爐的燃料氣，于是隨注氮開采的逐漸推進(jìn)，天然氣氮含量波動(dòng)嚴(yán)重影響了加熱爐燃燒過(guò)程的穩(wěn)定性，故需對(duì)其加熱爐燃燒過(guò)程進(jìn)行分析，研究不同氮含量的天然氣燃燒規(guī)律，以保證加熱爐的穩(wěn)定運(yùn)行。

目前，各國(guó)學(xué)者對(duì)加熱爐中天然氣燃燒過(guò)程進(jìn)行了大量的研究。Jin Kusaka使用多維模型與包含57種化學(xué)成分和290個(gè)基本反應(yīng)的化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型相耦合的方法對(duì)雙燃料天然氣加熱爐的燃燒與排放特性進(jìn)行了研究，在計(jì)算中分析了預(yù)混合氣濃度對(duì)燃燒的影響[4]。R.Lauvergne利用三維CFD軟件KIVA對(duì)火花點(diǎn)火天然氣多個(gè)方面進(jìn)行了研究，確定了歐洲3種具有代表性成分的天然氣的熱力學(xué)特性和火焰?zhèn)鞑ニ俣?。研究表明，三維計(jì)算可以指出天然氣對(duì)各種空氣動(dòng)力學(xué)和熱力學(xué)參數(shù)的不同敏感性[5]。竇慧莉采用STAR-CD對(duì)電控噴射稀燃天然氣加熱爐的混合氣形成和燃燒過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，驗(yàn)證了數(shù)值模擬對(duì)燃燒過(guò)程研究的有效性[6]。

雖然以往學(xué)者對(duì)天然氣加熱爐有較廣泛的研究[7-15]，但均未涉及過(guò)實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程天然氣氮含量變化對(duì)燃燒過(guò)程的影響，本文針對(duì)塔河油田含氮天然氣加熱爐燃燒過(guò)程，基于數(shù)值模擬軟件Fluent，對(duì)塔河油田含氮天然氣在加熱爐錐形燃燒室中溫度場(chǎng)的分布規(guī)律及燃燒產(chǎn)物NOx的生成規(guī)律進(jìn)行研究，并獲取摻混方案，具有較強(qiáng)的實(shí)際意義。

1 塔一聯(lián)天然氣組分波動(dòng)現(xiàn)狀

塔一聯(lián)2017年1月2日至2017年7月22日天然氣全組分分析報(bào)告見圖1。分析發(fā)現(xiàn)，天然氣中C1和N2含量較高，且波動(dòng)較大，其余各組分含量較少且變化較為平穩(wěn)。將天然氣全組分報(bào)告平均化處理得到塔一聯(lián)天然氣平均組分，見表1。此時(shí)，天然氣中氮的體積分?jǐn)?shù)為10.17%，發(fā)熱量為30.6 MJ/m3，不能滿足GB 17820-2010《天然氣》中的天然氣發(fā)熱量應(yīng)不小于31.4 MJ/m3的要求。分析塔一聯(lián)天然氣組分波動(dòng)圖發(fā)現(xiàn)，隨時(shí)間的變化，天然氣氮含量不斷波動(dòng)，最高可達(dá)21.0%，并且隨注氮開采的逐漸推進(jìn)，塔一聯(lián)氮含量將逐漸提高，而天然氣發(fā)熱量將進(jìn)一步下降，由此會(huì)影響加熱爐的熱負(fù)荷，進(jìn)而影響塔一聯(lián)整體工藝運(yùn)行的穩(wěn)定性。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 燃燒模型及網(wǎng)格劃分

由于在塔一聯(lián)的加熱爐燃燒過(guò)程中，氧化劑和天然氣是未經(jīng)混合直接進(jìn)入燃燒室進(jìn)行反應(yīng)的，屬于擴(kuò)散燃燒，采用Fluent中的PDF燃燒模型(description 利用Fluent軟件研究含氮天然氣在加熱爐錐形燃燒室中溫度場(chǎng)的分布規(guī)律及燃燒產(chǎn)物NOx的生成規(guī)律。建立Fluent幾何模型如圖2所示。塔一聯(lián)天然氣加熱爐額定熱負(fù)荷為1 000 kW。天然氣預(yù)熱至650 K，以5 m/s的速度由入口進(jìn)入燃燒室，燃燒后的氣體經(jīng)出口流出。選用k-epsilon(2 eqn)湍流模型、有限速率化學(xué)反應(yīng)模型(finite-rate chemistry model)進(jìn)行計(jì)算，并采用自適應(yīng)網(wǎng)格(self adaptive mesh)提高計(jì)算精度。

表1 塔一聯(lián)2017年1月2日～2017年7月22日天然氣平均組分Table 1 Average composition of natural gas from 2 January 2017 to 22 July 2017 in Tahe Oilfield組分C1C2C3i-C4n-C4i-C5n-C5C+6N2O2CO2H2OH2Sy/%78.954.322.460.550.780.190.180.1310.170.271.850.510.007 4

of the equilibrium mixture fraction/PDF model)進(jìn)行模擬。該模型通過(guò)化學(xué)平衡方法或火焰面方法(即混即燃模型)定義反應(yīng)機(jī)理，計(jì)算效率很高，且允許預(yù)測(cè)中間組分和嚴(yán)格的湍流化學(xué)反應(yīng)[18-21]，主要是為模擬進(jìn)行快速化學(xué)反應(yīng)的湍流擴(kuò)散燃燒而設(shè)計(jì)，因此，本研究選用此模型來(lái)模擬輻射室中的燃燒。

2.2 天然氣燃燒過(guò)程評(píng)價(jià)參數(shù)計(jì)算模型

為了便于對(duì)比分析天然氣不同氮含量的燃燒過(guò)程，在此引入發(fā)熱量和沃泊指數(shù)。發(fā)熱量又稱為燃料發(fā)熱量，是指單位質(zhì)量(指固體或液體)或單位體積的燃料完全燃燒，燃燒產(chǎn)物冷卻到燃燒前的溫度(一般為環(huán)境溫度)時(shí)所釋放出來(lái)的熱量。根據(jù)GB/T 11062-2014《天然氣發(fā)熱量、密度、相對(duì)密度和沃泊指數(shù)的計(jì)算方法》計(jì)算出不同氮含量下天然氣的發(fā)熱量，計(jì)算方式見式(1)：

(1)

沃泊指數(shù)是燃?xì)獾臒嶝?fù)荷指數(shù)，等于燃?xì)獾母呶话l(fā)熱量與相對(duì)密度開方的比值，代表燃?xì)庑再|(zhì)對(duì)熱負(fù)荷的綜合影響。

(2)

式中：WS為沃泊指數(shù)，MJ/m3；HS為天然氣高位發(fā)熱量，MJ/m3；Δ為天然氣相對(duì)密度。

沃泊指數(shù)是重要的燃?xì)鈪?shù)之一，其意義在于，具有相同沃泊指數(shù)的不同的燃?xì)獬煞郑谙嗤娜紵龎毫ο?，能釋放出相同的熱?fù)荷。

3 含氮天然氣燃燒規(guī)律分析

基于所建立的塔一聯(lián)加熱爐錐形燃燒室數(shù)學(xué)模型，獲得氮含量(摩爾分?jǐn)?shù),下同)為0%～10%的天然氣完全燃燒時(shí)的溫度場(chǎng)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)天然氣氮含量小于10.0%時(shí)，天然氣燃燒具有相似的溫度分布，以不含氮?dú)獾奶烊粴鉃槔耆紵龝r(shí)溫度場(chǎng)分布如圖3所示，同理獲得不同氮含量天然氣完全燃燒時(shí)的溫度場(chǎng)，進(jìn)而得到天然氣的燃燒最高溫度隨氮含量變化曲線，見圖4。分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)?shù)啃∮?.4%時(shí)，隨著天然氣氮含量上升，燃燒最高溫度基本不變，但當(dāng)?shù)繛?.5%時(shí)，燃燒最高溫度驟降，當(dāng)?shù)看笥?.5%時(shí)，天然氣最高燃燒溫度下降速度變緩。計(jì)算為達(dá)到熱負(fù)荷所需氣量、燃燒效率、NOx濃度及過(guò)剩空氣系數(shù)隨天然氣氮含量變化關(guān)系曲線，見圖5～圖8和表2。

分析發(fā)現(xiàn)，隨著天然氣氮含量增加，為達(dá)到熱負(fù)荷所需的天然氣氣量和燃燒后NOx濃度總體上升，燃燒效率及天然氣發(fā)熱量總體下降。當(dāng)天然氣氮含量小于5.0%時(shí)，C1含量較多，燃燒后溫度較高，N2主要生成熱力型NOx，其反應(yīng)速率較慢，故NOx濃度較小，天然氣燃燒效率較高(大于97%)，達(dá)到熱負(fù)荷所需天然氣氣量較少；當(dāng)含量大于5.0%時(shí)，N2反應(yīng)機(jī)理發(fā)生改變，主要生成快速型NOx和熱力型NOx，反應(yīng)速率較快，且反應(yīng)過(guò)程吸收大量熱量，故天然氣燃燒效率迅速下降(小于85%)，NOx濃度和為達(dá)到熱負(fù)荷而所需天然氣氣量急劇上升。

表2 天然氣燃燒模擬結(jié)果Table 2 Simulation combustion results of natural gas天然氣氮含量y/%所需天然氣氣量/(m3·s-1)燃燒效率/%NOx濃度/(mg·m-3)NOx是否超標(biāo)發(fā)熱量/(MJ·m-3)沃泊指數(shù)/(MJ·m-3)0.02.76100.0304未超標(biāo)34.047.21.02.7899.6330未超標(biāo)33.646.62.02.7699.6409超標(biāo)2.40%33.345.93.02.7799.3460超標(biāo)15.20%32.945.34.02.7899.2418超標(biāo)4.50%32.644.74.52.8197.5490超標(biāo)22.55%32.444.34.62.8098.5492超標(biāo)23.20%32.444.34.72.8199.1495超標(biāo)23.83%32.444.24.82.9485.27 585超標(biāo)1 796.45%32.344.25.02.9484.57 838超標(biāo)1 859.60%32.344.06.03.0181.68 222超標(biāo)1 955.60%31.943.47.03.0978.58 219超標(biāo)1 954.95%31.642.88.03.0775.68 185超標(biāo)1 946.38%31.242.29.03.1272.57 551超標(biāo)1 787.93%30.941.610.03.1669.46 058超標(biāo)1 414.70%30.641.0

4 塔一聯(lián)含氮天然氣摻混方案

通過(guò)研究塔一聯(lián)含氮天然氣燃燒規(guī)律發(fā)現(xiàn)，天然氣氮含量過(guò)高將引起天然氣發(fā)熱量下降、天然氣無(wú)法點(diǎn)燃、天然氣燃燒效率下降和燃燒后NOx濃度過(guò)高的問(wèn)題，于是需要對(duì)天然氣進(jìn)行摻混處理，摻混用天然氣組分如表3所示。在以往的研究中，所處理的天然氣組分較純凈，摻混過(guò)程僅需考慮提高加熱爐的熱負(fù)荷及燃燒效率，但對(duì)于塔一聯(lián)含氮天然氣的燃燒，還需考慮氮含量對(duì)于加熱爐引燃溫度和NOx濃度的影響，因此，本研究分別以燃燒效率、NOx濃度、引燃溫度和發(fā)熱量為基準(zhǔn)對(duì)摻混方案進(jìn)行計(jì)算。

表3 摻混天然氣組分Table 3 Components of blending natural gas組分C1C2C3i-C4n-C4i-C5n-C5C+6N2O2CO2y/%93.043.911.080.070.03000.2100.251.41

4.1 基于燃燒效率的含氮天然氣摻混方案

根據(jù)GB 24848-2010《石油工業(yè)用加熱爐能效限定值及能效等級(jí)》，當(dāng)3級(jí)燃?xì)饧訜釥t額定熱負(fù)荷為1 000 kW，燃燒效率應(yīng)不小于85%，故考慮用干氣進(jìn)行摻混，得到基于燃燒效率的天然氣摻混比例見圖9。分析發(fā)現(xiàn)，基于燃燒效率的含氮天然氣摻混方案，當(dāng)燃料氣氮含量小于4.8%時(shí)，無(wú)需摻混天然氣。

4.2 基于NOx濃度的含氮天然氣摻混方案

根據(jù)GB 13271-2014《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》，燃燒后天然氣中NOx濃度應(yīng)小于400 mg/m3，通過(guò)計(jì)算可知，天然氣中氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)應(yīng)小于2.0%。采用干氣(不含氮)進(jìn)行摻混時(shí)，摻混標(biāo)準(zhǔn)為：摻混后氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)不大于2.0%，計(jì)算得到基于NOx濃度的含氮天然氣摻混比例見圖10?；贜Ox濃度的含氮天然氣摻混方案，當(dāng)燃料氣中氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)小于2.0%時(shí)，無(wú)需摻混天然氣。

4.3 基于引燃溫度的含氮天然氣摻混方案

當(dāng)天然氣中氮?dú)夂窟^(guò)高時(shí)，天然氣發(fā)熱量將下降，燃燒溫度逐漸降低，過(guò)低時(shí)將無(wú)法點(diǎn)燃?；谒⒌乃宦?lián)加熱爐錐形燃燒室數(shù)學(xué)模型，獲取天然氣含氮濃度為30.0%的溫度場(chǎng)見圖11。其燃燒最高溫度小于C1引燃溫度(810 K)，故當(dāng)天然氣濃度超過(guò)30.0%時(shí)，將無(wú)法點(diǎn)燃。基于引燃溫度的摻混標(biāo)準(zhǔn)為：摻混后氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)小于30.0%，以此計(jì)算得到含氮天然氣摻混比例見圖12，在此方案中，當(dāng)燃料氣氮含量小于30.0%時(shí)，無(wú)需摻混天然氣。

4.4 基于發(fā)熱量及沃泊指數(shù)的天然氣摻混方案

當(dāng)天然氣中氮?dú)夂窟^(guò)高時(shí)，燃燒氣發(fā)熱量及沃泊指數(shù)將下降。根據(jù)GB 17820-2010《天然氣》，天然氣發(fā)熱量應(yīng)不小于31.4 MJ/m3；同時(shí)，根據(jù)GB/T 13611—2006《城鎮(zhèn)燃?xì)夥诸惡突咎匦浴罚?0 T天然氣的沃泊指數(shù)應(yīng)不小于41.5 MJ/m3，故考慮用干氣進(jìn)行摻混，摻混標(biāo)準(zhǔn)為：摻混后氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)小于7.0%，計(jì)算得到基于發(fā)熱量的天然氣摻混比例見圖13，當(dāng)燃料氣氮含量小于7.5%時(shí)，無(wú)需摻混天然氣。

對(duì)比塔一聯(lián)含氮天然氣的4種不同基準(zhǔn)摻混方案發(fā)現(xiàn)，燃燒后NOx濃度對(duì)于天然氣氮含量變化最為敏感，當(dāng)塔一聯(lián)天然氣氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)達(dá)到2.0%時(shí)，已無(wú)法滿足國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB 13271-2014《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》對(duì)燃料產(chǎn)物中NOx濃度應(yīng)小于400 mg/m3的相關(guān)要求，因此，選取塔一聯(lián)含氮天然氣燃燒摻混方案時(shí)，不能一味地追求燃燒效率和發(fā)熱量及沃泊指數(shù)的提高，在國(guó)家大力推進(jìn)節(jié)能減排的大環(huán)境下，須長(zhǎng)遠(yuǎn)考慮氮氧化合物對(duì)環(huán)境的長(zhǎng)遠(yuǎn)影響；并且，在4種摻混方案中，基于NOx濃度的含氮天然氣摻混方案的天然氣摻混比例要遠(yuǎn)高于其他摻混方案，當(dāng)采用此方案時(shí)，可同時(shí)滿足燃燒效率、引燃溫度和發(fā)熱量及沃泊指數(shù)的要求。于是針對(duì)塔一聯(lián)含氮天然氣的摻混處理，選用基于NOx濃度的含氮天然氣摻混方案。

5 總 結(jié)

近年來(lái)隨著塔河油田注氮規(guī)模的擴(kuò)大，天然氣中氮?dú)夂恳膊粩嗌仙?，為解決塔河油田注氮開采導(dǎo)致的天然氣氮含量上升而造成的天然氣燃燒爐燃燒過(guò)程不穩(wěn)定的問(wèn)題，通過(guò)建立塔河油田一號(hào)聯(lián)加熱爐錐形燃燒室數(shù)學(xué)模型，進(jìn)一步研究塔一聯(lián)天然氣氮含量對(duì)加熱爐燃燒過(guò)程關(guān)鍵參數(shù)的影響，研究表明，當(dāng)?shù)獨(dú)饽柗謹(jǐn)?shù)達(dá)到30.0%時(shí)，天然氣將無(wú)法引燃，需對(duì)含氮天然氣進(jìn)行摻混處理。

針對(duì)塔一聯(lián)含氮天然氣組分的特殊性，摻混方案確定過(guò)程增加了氮含量對(duì)加熱爐引燃溫度和NOx濃度影響的考慮，分別以燃燒效率、NOx濃度、引燃溫度、發(fā)熱量及沃泊指數(shù)為基準(zhǔn)對(duì)摻混方案進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比塔一聯(lián)含氮天然氣的4種不同基準(zhǔn)摻混方案，確定選用基于NOx濃度的含氮天然氣摻混方案，可保證塔一聯(lián)含氮天然氣燃燒過(guò)程的燃燒效率、引燃溫度和發(fā)熱量要求，同時(shí)有效地減少了氮氧化合物引發(fā)的環(huán)境污染。