塔一联含氮天然气对加热炉燃烧的影响

姚丽蓉 赵海洋 赵德银 何金蓬

1.中国石化西北油田分公司石油工程技术研究院 2.“油气藏地质及开发工程”国家重点实验室·西南石油大学

塔河油田是以缝洞为主要储集体的碳酸盐岩油藏，具有非均质性强、流动区域边界复杂、缝洞尺寸差异大、接触关系复杂、几何形状各异等特征[1-3]，注氮提高采收率已成为主要的增产措施，但近年来随着注氮规模的扩大，天然气中氮气含量也不断上升，在实际生产过程中将产出天然气作为塔河油田一号联(以下简称塔一联)加热炉的燃料气，于是随注氮开采的逐渐推进，天然气氮含量波动严重影响了加热炉燃烧过程的稳定性，故需对其加热炉燃烧过程进行分析，研究不同氮含量的天然气燃烧规律，以保证加热炉的稳定运行。

目前，各国学者对加热炉中天然气燃烧过程进行了大量的研究。Jin Kusaka使用多维模型与包含57种化学成分和290个基本反应的化学动力学模型相耦合的方法对双燃料天然气加热炉的燃烧与排放特性进行了研究，在计算中分析了预混合气浓度对燃烧的影响[4]。R.Lauvergne利用三维CFD软件KIVA对火花点火天然气多个方面进行了研究，确定了欧洲3种具有代表性成分的天然气的热力学特性和火焰传播速度。研究表明，三维计算可以指出天然气对各种空气动力学和热力学参数的不同敏感性[5]。窦慧莉采用STAR-CD对电控喷射稀燃天然气加热炉的混合气形成和燃烧过程进行了数值模拟，验证了数值模拟对燃烧过程研究的有效性[6]。

虽然以往学者对天然气加热炉有较广泛的研究[7-15]，但均未涉及过实际生产过程天然气氮含量变化对燃烧过程的影响，本文针对塔河油田含氮天然气加热炉燃烧过程，基于数值模拟软件Fluent，对塔河油田含氮天然气在加热炉锥形燃烧室中温度场的分布规律及燃烧产物NOx的生成规律进行研究，并获取掺混方案，具有较强的实际意义。

1 塔一联天然气组分波动现状

塔一联2017年1月2日至2017年7月22日天然气全组分分析报告见图1。分析发现，天然气中C1和N2含量较高，且波动较大，其余各组分含量较少且变化较为平稳。将天然气全组分报告平均化处理得到塔一联天然气平均组分，见表1。此时，天然气中氮的体积分数为10.17%，发热量为30.6 MJ/m3，不能满足GB 17820-2010《天然气》中的天然气发热量应不小于31.4 MJ/m3的要求。分析塔一联天然气组分波动图发现，随时间的变化，天然气氮含量不断波动，最高可达21.0%，并且随注氮开采的逐渐推进，塔一联氮含量将逐渐提高，而天然气发热量将进一步下降，由此会影响加热炉的热负荷，进而影响塔一联整体工艺运行的稳定性。

2 数学模型

2.1 燃烧模型及网格划分

由于在塔一联的加热炉燃烧过程中，氧化剂和天然气是未经混合直接进入燃烧室进行反应的，属于扩散燃烧，采用Fluent中的PDF燃烧模型(description 利用Fluent软件研究含氮天然气在加热炉锥形燃烧室中温度场的分布规律及燃烧产物NOx的生成规律。建立Fluent几何模型如图2所示。塔一联天然气加热炉额定热负荷为1 000 kW。天然气预热至650 K，以5 m/s的速度由入口进入燃烧室，燃烧后的气体经出口流出。选用k-epsilon(2 eqn)湍流模型、有限速率化学反应模型(finite-rate chemistry model)进行计算，并采用自适应网格(self adaptive mesh)提高计算精度。

表1 塔一联2017年1月2日～2017年7月22日天然气平均组分Table 1 Average composition of natural gas from 2 January 2017 to 22 July 2017 in Tahe Oilfield组分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)进行模拟。该模型通过化学平衡方法或火焰面方法(即混即燃模型)定义反应机理，计算效率很高，且允许预测中间组分和严格的湍流化学反应[18-21]，主要是为模拟进行快速化学反应的湍流扩散燃烧而设计，因此，本研究选用此模型来模拟辐射室中的燃烧。

2.2 天然气燃烧过程评价参数计算模型

为了便于对比分析天然气不同氮含量的燃烧过程，在此引入发热量和沃泊指数。发热量又称为燃料发热量，是指单位质量(指固体或液体)或单位体积的燃料完全燃烧，燃烧产物冷却到燃烧前的温度(一般为环境温度)时所释放出来的热量。根据GB/T 11062-2014《天然气发热量、密度、相对密度和沃泊指数的计算方法》计算出不同氮含量下天然气的发热量，计算方式见式(1)：

(1)

沃泊指数是燃气的热负荷指数，等于燃气的高位发热量与相对密度开方的比值，代表燃气性质对热负荷的综合影响。

(2)

式中：WS为沃泊指数，MJ/m3；HS为天然气高位发热量，MJ/m3；Δ为天然气相对密度。

沃泊指数是重要的燃气参数之一，其意义在于，具有相同沃泊指数的不同的燃气成分，在相同的燃烧压力下，能释放出相同的热负荷。

3 含氮天然气燃烧规律分析

基于所建立的塔一联加热炉锥形燃烧室数学模型，获得氮含量(摩尔分数,下同)为0%～10%的天然气完全燃烧时的温度场，发现当天然气氮含量小于10.0%时，天然气燃烧具有相似的温度分布，以不含氮气的天然气为例，完全燃烧时温度场分布如图3所示，同理获得不同氮含量天然气完全燃烧时的温度场，进而得到天然气的燃烧最高温度随氮含量变化曲线，见图4。分析发现，当氮含量小于4.4%时，随着天然气氮含量上升，燃烧最高温度基本不变，但当氮含量为4.5%时，燃烧最高温度骤降，当氮含量大于4.5%时，天然气最高燃烧温度下降速度变缓。计算为达到热负荷所需气量、燃烧效率、NOx浓度及过剩空气系数随天然气氮含量变化关系曲线，见图5～图8和表2。

分析发现，随着天然气氮含量增加，为达到热负荷所需的天然气气量和燃烧后NOx浓度总体上升，燃烧效率及天然气发热量总体下降。当天然气氮含量小于5.0%时，C1含量较多，燃烧后温度较高，N2主要生成热力型NOx，其反应速率较慢，故NOx浓度较小，天然气燃烧效率较高(大于97%)，达到热负荷所需天然气气量较少；当含量大于5.0%时，N2反应机理发生改变，主要生成快速型NOx和热力型NOx，反应速率较快，且反应过程吸收大量热量，故天然气燃烧效率迅速下降(小于85%)，NOx浓度和为达到热负荷而所需天然气气量急剧上升。

表2 天然气燃烧模拟结果Table 2 Simulation combustion results of natural gas天然气氮含量y/%所需天然气气量/(m3·s-1)燃烧效率/%NOx浓度/(mg·m-3)NOx是否超标发热量/(MJ·m-3)沃泊指数/(MJ·m-3)0.02.76100.0304未超标34.047.21.02.7899.6330未超标33.646.62.02.7699.6409超标2.40%33.345.93.02.7799.3460超标15.20%32.945.34.02.7899.2418超标4.50%32.644.74.52.8197.5490超标22.55%32.444.34.62.8098.5492超标23.20%32.444.34.72.8199.1495超标23.83%32.444.24.82.9485.27 585超标1 796.45%32.344.25.02.9484.57 838超标1 859.60%32.344.06.03.0181.68 222超标1 955.60%31.943.47.03.0978.58 219超标1 954.95%31.642.88.03.0775.68 185超标1 946.38%31.242.29.03.1272.57 551超标1 787.93%30.941.610.03.1669.46 058超标1 414.70%30.641.0

4 塔一联含氮天然气掺混方案

通过研究塔一联含氮天然气燃烧规律发现，天然气氮含量过高将引起天然气发热量下降、天然气无法点燃、天然气燃烧效率下降和燃烧后NOx浓度过高的问题，于是需要对天然气进行掺混处理，掺混用天然气组分如表3所示。在以往的研究中，所处理的天然气组分较纯净，掺混过程仅需考虑提高加热炉的热负荷及燃烧效率，但对于塔一联含氮天然气的燃烧，还需考虑氮含量对于加热炉引燃温度和NOx浓度的影响，因此，本研究分别以燃烧效率、NOx浓度、引燃温度和发热量为基准对掺混方案进行计算。

表3 掺混天然气组分Table 3 Components of blending natural gas组分C1C2C3i-C4n-C4i-C5n-C5C+6N2O2CO2y/%93.043.911.080.070.03000.2100.251.41

4.1 基于燃烧效率的含氮天然气掺混方案

根据GB 24848-2010《石油工业用加热炉能效限定值及能效等级》，当3级燃气加热炉额定热负荷为1 000 kW，燃烧效率应不小于85%，故考虑用干气进行掺混，得到基于燃烧效率的天然气掺混比例见图9。分析发现，基于燃烧效率的含氮天然气掺混方案，当燃料气氮含量小于4.8%时，无需掺混天然气。

4.2 基于NOx浓度的含氮天然气掺混方案

根据GB 13271-2014《锅炉大气污染物排放标准》，燃烧后天然气中NOx浓度应小于400 mg/m3，通过计算可知，天然气中氮气摩尔分数应小于2.0%。采用干气(不含氮)进行掺混时，掺混标准为：掺混后氮气摩尔分数不大于2.0%，计算得到基于NOx浓度的含氮天然气掺混比例见图10。基于NOx浓度的含氮天然气掺混方案，当燃料气中氮气摩尔分数小于2.0%时，无需掺混天然气。

4.3 基于引燃温度的含氮天然气掺混方案

当天然气中氮气含量过高时，天然气发热量将下降，燃烧温度逐渐降低，过低时将无法点燃。基于所建立的塔一联加热炉锥形燃烧室数学模型，获取天然气含氮浓度为30.0%的温度场见图11。其燃烧最高温度小于C1引燃温度(810 K)，故当天然气浓度超过30.0%时，将无法点燃。基于引燃温度的掺混标准为：掺混后氮气摩尔分数小于30.0%，以此计算得到含氮天然气掺混比例见图12，在此方案中，当燃料气氮含量小于30.0%时，无需掺混天然气。

4.4 基于发热量及沃泊指数的天然气掺混方案

当天然气中氮气含量过高时，燃烧气发热量及沃泊指数将下降。根据GB 17820-2010《天然气》，天然气发热量应不小于31.4 MJ/m3；同时，根据GB/T 13611—2006《城镇燃气分类和基本特性》，10 T天然气的沃泊指数应不小于41.5 MJ/m3，故考虑用干气进行掺混，掺混标准为：掺混后氮气摩尔分数小于7.0%，计算得到基于发热量的天然气掺混比例见图13，当燃料气氮含量小于7.5%时，无需掺混天然气。

对比塔一联含氮天然气的4种不同基准掺混方案发现，燃烧后NOx浓度对于天然气氮含量变化最为敏感，当塔一联天然气氮气摩尔分数达到2.0%时，已无法满足国家标准GB 13271-2014《锅炉大气污染物排放标准》对燃料产物中NOx浓度应小于400 mg/m3的相关要求，因此，选取塔一联含氮天然气燃烧掺混方案时，不能一味地追求燃烧效率和发热量及沃泊指数的提高，在国家大力推进节能减排的大环境下，须长远考虑氮氧化合物对环境的长远影响；并且，在4种掺混方案中，基于NOx浓度的含氮天然气掺混方案的天然气掺混比例要远高于其他掺混方案，当采用此方案时，可同时满足燃烧效率、引燃温度和发热量及沃泊指数的要求。于是针对塔一联含氮天然气的掺混处理，选用基于NOx浓度的含氮天然气掺混方案。

5 总 结

近年来随着塔河油田注氮规模的扩大，天然气中氮气含量也不断上升，为解决塔河油田注氮开采导致的天然气氮含量上升而造成的天然气燃烧炉燃烧过程不稳定的问题，通过建立塔河油田一号联加热炉锥形燃烧室数学模型，进一步研究塔一联天然气氮含量对加热炉燃烧过程关键参数的影响，研究表明，当氮气摩尔分数达到30.0%时，天然气将无法引燃，需对含氮天然气进行掺混处理。

针对塔一联含氮天然气组分的特殊性，掺混方案确定过程增加了氮含量对加热炉引燃温度和NOx浓度影响的考虑，分别以燃烧效率、NOx浓度、引燃温度、发热量及沃泊指数为基准对掺混方案进行计算，对比塔一联含氮天然气的4种不同基准掺混方案，确定选用基于NOx浓度的含氮天然气掺混方案，可保证塔一联含氮天然气燃烧过程的燃烧效率、引燃温度和发热量要求，同时有效地减少了氮氧化合物引发的环境污染。