燃天然气非冷凝锅炉排烟热损失简化及应用

朱荣全　李勇

摘 要：【目的】简化燃天然气非冷凝锅炉排烟热损失的测试。【方法】以使用西气东输天然气燃料的非冷凝锅炉为研究对象，进行技术资料搜集，并结合目前非冷凝天然气锅炉能效测试报告计算方法。【结果】总结出一种适合河南省区域内非冷凝天然气锅炉排烟热损失测试方法，并结合实际测试过程对该方法进行验证。【结论】采用简化后的测试方法得出的数据与详细测试的原始数据进行对比，两者排烟热损失之差为+0.04%，只需测量排烟温度、入炉冷空气温度、烟气中的氧含量，测量项目少，降低测试成本，提高测试准确度，便于在实际工作中的应用。

关键词：天然气锅炉；热效率测试；非冷凝锅炉；排烟热损失

中图分类号：TK31    文献标志码：A    文章编号：1003-5168（2023）08-0039-06

DOI：10.19968/j.cnki.hnkj.1003-5168.2023.08.008

Simplification and Application of Heat Loss of Exhaust Gas from

Natural Gas Fired Non-Condensable Boiler

ZHU Rongquan LI Yong

（The Boiler& Pressure Vessel Inspection T & S Institute of Henan Province， Zhengzhou 450000，China）

Abstract： [Purpose] To simplify the test of heat loss of exhaust gas of non-condensable natural gas fired boiler. [Methods] This paper takes the non-condensable boiler using natural gas fuel from the West-East Gas Pipeline as the object， collects the technical data， and combines the current calculation method of non-condensable natural gas boiler energy efficiency test report. [Findings] A test method for heat loss of exhaust gas from non-condensable natural gas boiler in Henan Province was summarized and verified with the actual test process. [Conclusions] Compared with the original data of the detailed test， the difference of heat loss of exhaust gas measured by the simplified test method is+0.04%， and in this way only the temperature of exhaust gas， the temperature of cold air entering the furnace， and the oxygen content in the flue gas are needed to be measured. It is convenient to apply in practical work since this method that has less items to be tested can reduce costs and improve the test accuracy.

Keywords：natural gas boiler;thermalefficiency test;non-condensingboiler;exhaust gas heat loss

0 引言

随着生态文明建设不断进步，能源利用效率也大幅提高，主要污染物的排放总量在持续减少，生态环境持续改善是在黨的十九届五中全会提出的“十四五”时期经济社会发展的主要目标之一。

国家市场监管总局特种设备局印发的《2021年特种设备安全监察与节能监管工作要点》中提出：拉升一条高线，提升特种设备节能环保水平。各地要依法落实锅炉节能环保监督检查职责，加强对锅炉节能环保状况统计分析，配合有关部门做好锅炉节能环保改造工作。

随着节能环保要求的不断提高，越来越多的中小型锅炉被更换为燃气锅炉，燃气锅炉的日常节能环保监测受到越来越高的重视。为了进一步落实锅炉设计、制造、使用等环节的企业节能环保主体责任，不断加强对《特种设备目录》范围内的锅炉节能环保监督管理，多部门协同联动，不断推动锅炉节能监管和环保监督检查相结合的工作机制，进一步提高监管效能，全面提升锅炉节能环保水平。

以使用西气东输的管道气（天然气体燃料）燃料的非冷凝锅炉为研究对象，通过技术资料的搜集，分析以前燃天然气非冷凝锅炉能效测试报告，总结出适合河南省区域内的燃天然气非冷凝锅炉热效率测试中排烟热损失的简化方法。

1 燃天然气非冷凝锅炉排烟热损失简化公式的推导

按照《锅炉节能环保技术规程》（TSG 91—2021）［1］中的要求，工业锅炉在用定期能效测试一般按照《工业锅炉热工性能试验规程》（GB/T 10180—2017）选择锅炉运行工况热效率简单测试或者锅炉运行工况热效率详细测试；冷凝锅炉按照《冷凝锅炉热工性能试验方法》（NB/T 47066—2018）执行；电站锅炉在用定期能效测试按照《电站锅炉性能试验规程》（GB/T 10184—2015）执行。

1.1 锅炉热损失

天然气锅炉的热损失主要是排烟热损失q2、气体不完全燃烧热损失q3和散热损失q5，固体不完全燃烧热损失q4和灰渣物理热损失q6均为0。

1.2 排烟热损失

河南省大多地区使用的是西气东输管道天然气，本研究以西气东输一线中卫-上海段的淮阳分输压气站为取样地点进行随机抽样，2021年1月至12月每月固定抽一个日期，全年共抽12份不同月但相同日的天然气气质报告进行数据分析。气质分析热值见表1，2021年1—12月低位发热量分析如图1所示。经过分析，选取具有代表性的气质分析数据，见表2。

根据当地天然气气质特性，总结分析以前大量锅炉能效测试报告，发现天然气锅炉正常燃烧[RO'2、O'2、CO'、N'2四]项占到99%以上，剩余的排烟处[H'2]、排烟处[H2S']、排烟处[CmHn']对锅炉排烟热损失的测试结果影响不大。同时，考虑到用于测量排烟处[H'2]、排烟处[H2S']、排烟处[CmHn']的传感器价格昂贵，为降低配置测试仪器的费用，故只选择RO2、N2、O2、CO、H2O及空气进行测试及后续计算。

排烟热损失q2的推导过程参照GB/T 10180—2017［2］（以下简称该标准）进行简化改进，具体如下。

1.2.1 推算平均比定压热容c的计算公式。根据该标准附录J中表J.1 烟气、灰和空气的平均比定压热容，在0～300 ℃选择不同温度的平均比定压热容c值，推导出不同温度下RO2、N2、O2、CO、H2O及空气的平均比定压热容c （[cRO2]、[cN2]、[cO2]、[cCO]、[cH2O]、[cca]）的计算公式。

本研究选择100 ℃、150 ℃、160 ℃、170 ℃、180 ℃、190 ℃、200 ℃温度条件，推出在不同温度下RO2、N2、O2、CO、H2O平均比定压热容c （[cRO2]、[cN2]、[cO2]、[cCO]、[cH2O]）与排烟温度[tds]计算公式，见式（1）到式（5）。

[cRO2]=0.000 810 tds+1.622 850           （1）

[cN2]=0.000 039 tds+1.291 950             （2）

[cO2]=0.000 193 tds+1.297 551           （3）

[cCO]=0.000 054 tds+1.296 050 （4）

[cH2O]=0.000 200 tds+1.485 600 （5）

空氣平均比定压热容[cca]的计算。温度选择0～100 ℃，本研究选择0 ℃、10 ℃、20 ℃、30 ℃、40 ℃、50 ℃，采用同样方法推算出不同温度下空气的平均比定压热容[cca]与入炉冷空气温度[tca]关系，见式（6）。

[cca]=0.000 07 tca+1.318 54 （6）

1.2.2 推算排烟处干烟气平均比定压热容[cd.fg]的计算公式。把（[cRO2]、[cN2]、[cO2]、[cCO]）函数公式代入到该标准表H.2（续）中的排烟处干烟气平均比定压热容[cd.fg]的计算公式中，见式（7）。

[cd.fg=RO'2cRO2+N'2cN2+O'2cO2+CO'cCO100] （7）

式中：[RO'2]为排烟处CO2及SO2的体积含量，%；[O'2]为排烟处O2的体积含量，%；[CO']为排烟处CO的体积含量，%；[N'2]为排烟处N2的体积含量，%。

当不考虑烟气中含量极微的氢及碳氢化合物时，不完全燃烧时排烟处的烟气由RO2、O2、CO、N2组成［3］，故满足[RO2'+O2'+CO'+N2'=100]%，可得[N'2=100%-RO'2-O'2-CO']。此外，还可根据 GB/T 10180—2017表H.2（续）第94行，得[ROmax2=211+β%]，即完全燃烧时理论上最大RO2，而实际测试时RO2=[21-O'21+β%]。其中，β为燃料特征系数，是根据大量天然气气质计算得到的常数。根据GB/T 10180—2017表H.2（续）第93行，得燃料特征系数β的计算公式，见式（8）。

β = [0.209N2+0.395CO+0.396H2+1.584CH4CO2+0.994CO+0.995CH4+2.001CmHn] +

[2.389CmHn-0.791O2CO2+0.994CO+0.995CH4+2.001CmHn] -0.791

（8）

得出[cd.fg]为排烟温度[tds]、排烟处O2含量[O'2]、排烟处CO含量[CO']的函数，见式（9）。

cd.fg = [21-O'21+β]（[0.000 810tds+1.622 850]）+（100- [21-O'21+β] - [O'2-CO']）（[0.000 039tds]+[1.291 950]）+[O'2]（[0.000 193tds]+[1.297 551]）+[CO']（[0.000 054tds]+[1.296 050]）[] /100 （9）

把表2中的数据代入到公式（8）中，通过计算得到β=0.79。取β≈0.8，代入[cd.fg]的计算公式中，见式（10）。

cd.fg = [21-O'21.8]（[0.000 810tds]+[1.622 850]）+

（100-[21-O'21.8]-[O'2-CO']）（[0.000 039tds]+[1.291 950]）+

[O'2]（[0.000 193tds]+[1.297 551]）+[CO']（[0.000 054tds]+

[1.296 050]）[] /100 （10）

1.2.3 推算V 0、VRO2、V 0N2。对气体燃料，根据该标准的表H.2（续）第97行V 0、表H.2第98行VRO2 、表H.2第99行V 0N2，已知其理论空气量V 0、RO2容积VRO2、理论氮气体积V 0N2的公式，见式（11）到式（13）。

V 0=[0.047 6 ][][0.5CO]+0.5H2+[1.5H2S+2CH4+]

[m+n4CmHn-O2] （11）

[VRO2=0.01（CO2+CO+H2S+2CH4+mCmHn）] （12）

[V0N2=0.79V0+0.8N2100] （13）

根据该地区锅炉能效测试经验可知，V 0、VRO2、V 0N2为常数。具体可通过表2中代表性气质分析数据进行验证，即该地区H2、CO、O2均保持为零，H2S、CH4、[∑CmHn]、CO2及N2也同样保持稳定的测定值。因此，可将表2中代表性气质分析数据代入公式（11）、（12）、（13）中，得简化后的公式，见式（14）到式（16）。

[V0]=[0.047 6] [][0.5CO+1.5H2S+2CH4+]

[m+n4CmHn]   （14）

[   VRO2=0.01（CO2+H2S+2CH4+mCmHn）] （15）

[V0N2=0.79V0+0.8N2100] （16）

由此得出V 0、VRO2、V 0N2为常数。

令K2= V 0、K3= VRO2、K4=V 0N2、将V 0、VRO2、V 0N2用常数K2、K3、K4表示。

此外，GB/T 10180-2017中表H.2（续）第96行排烟处过量空气系数[αds]的计算公式，见式（17）。

[αds=2121-79O'2-（0.5CO'+0.5H'2+2CH'4）N'2-N2（RO'2+CO'+CH'4）CO2+CO+mCmHn+H2S] （17）

假设天然气完全燃烧，即[CO']=0，排烟处的烟气由[RO'2]、[O'2]、[N'2]组成，此时[RO'2]+[O'2]+[N'2=100]%，忽略燃料中的N2（即N2=0），那么在公式（17）中，[CO'、H'2]、[CH'4]、[∑CmHn]及H2S的含量均视为零。此时，可得排烟处过量空气系数[αds]简化后的公式，见式（18）。

[αds=2121-79O'2100-（RO'2+O'2）] （18）

根据GB/T 10180—2017表H.2（续）第94行，得[ROmax2=211+β%]，即完全燃烧时的理论最大RO2，而实际测试时RO2=[21-O'21+β%]。其中，β为燃料特征系数，是根据大量天然气气质计算统计得到的常数。将完全燃烧方程21-[O'2]=（1+[β]）[RO'2]代入到公式（18），见式（19）。

[αds=2121-79O'2100-21-O'21+β-O2']=[2121-79O'2100+100β-21+O'2-O'2-βO2'1+β=2121×79+21×100β-21βO'2-79O'2-79βO'279+100β-βO'2]=[21×79+100β-βO'221×79+21×100βO-79O'2-100ββO'2]=[21×（79+100β）-21βO'2（21-O'2）79+100β=21-21β79+100βO'221-O'2] （19）

得出[αds]是O2'的函数，见式（20）。

[αds=21-21β79+100βO'221-O'2=1+（1-21β79+100β）O'221-O'2  ] （20）

已知β为燃料特征系数，是一个常数。因此，令[K1=1-21β79+100β]，即K1也为常数，此时，[αds]的简化式见式（21）。

[αds=1+K1O'221-O'2] （21）

根据公式（8）和表2中代表性气质分析数据，通过计算验证β=0.79，取β≈0.8，得K1=0.894 3，[αds]的计算见式（22）。

[αds=21-21β79+100βO'221-O'2]=[1+0.894 3O'221-O'2] （22）

将上述理论空气量V 0、RO2容积VRO2、理论氮气体积V 0N2、排烟处过量空气系数[αds]代入到GB/T 10180-2017中表H.2第104行，得排烟处干烟气体积[Vd.fg]为排烟处过量空气[αds]的函數，见式（23）。

[Vd.fg=VRO2+V0N2+αds-1V0] （23）

得到排烟处干烟气体积[Vd.fg]的简化公式，见式（24）。

[Vd.fg=K3+K4+αds-1K2=K2αds+K3+K4-K2] （24）

根据表2中代表性气质分析数据计算得到V 0、VRO2、V 0N2的值如下：K2=V 0=9.573 m3/m3、K3=VRO2=1.023 m3/m3、K4= V 0N2=7.570 m3/m3。

再代入公式（24），得到排烟处干烟气体积[Vd.fg]为排烟处过量空气[αds]的公式，见式（25）。

[Vd.fg=VRO2+V0N2+αds-1V0][=]

[K2αds+K3+K4-K2=9.573αds-0.980] （25）

1.2.4 推算[V0H2O]、[VH2O]。根据该标准表H.2第102行，理论水蒸气体积[V0H2O]计算见式（26）。

[V0H2O]=[0.01][H2S+H2+n2CmHn+0.124Mw]

[+0.016 1V0] （26）

从表2中代表性气质分析数据可以看出，H2S、H2、水分Mw含量少或为0，故舍弃，简化为烷烃类（即收到基不饱和烃[∑CmHn]）与V 0函数，见式（27）。

[V0H2O=0.01n2CmHn+0.016 1V0=0.01n2CmHn+0.016 1K2] （27）

由此，已知V 0为常数K2，烷烃类含量已知，推出[V0H2O]也为常数。

在本研究中，根据公式（27），参照代表性气质分析数据（见表2），H2S、H2、Mw舍弃，计算出理论水蒸气体积[V0H2O]为2.150 m3/m3。

根据GB/T 10180-2017中表H.2第103行，排烟处水蒸气体积[VH2O]的计算见式（28）。

[VH2O=V0H2O+0.016 1αds-1V0] （28）

代入[V0H2O]、V0常数K2、K5，进而推出排烟处水蒸气体积[VH2O]为[αds]的简化函数，见式（29）。

[VH2O=V0H2O+0.016 1K2αds-1] （29）

令[K5=0.016 1K2]、[K6=0.016 1K2-V0H2O]，得到排烟处水蒸气体积[VH2O]为[αds]的简化函数，见式（30）。

[VH2O=K5αds-K6] （30）

根据公式（29），推出排烟处水蒸气体积[VH2O]为[αds]的简化函数，见式（31）。

[VH2O=V0H2O+0.016 1αds-1V0 ][=]

[V0H2O+0.016 1K2αds-1 ][=] （31）

[2.150+0.154 125（αds-1）]

1.2.5 推算排烟处烟气焓[hds]。根据该标准表H.2第111行，得到排烟处烟气焓[hds]的计算公式，见式（32）。

[hds=Vd.fgcd.fgtds+VH2OcH2Otds] （32）

将上述的[Vd.fg、cd.fg、tds、VH2O、][cH2O]代入公式（32）中，推出排烟处烟气焓[hds]为[αds、tds、O'2、CO']的函数，见式（33）。

[hds=［K3+K4+αds-1K2］cd.fgtds+VH2OcH2Otds] （33）

由此可将排烟处烟气焓[hds]简化为[tds、O'2、CO']的函数。

根据公式（33）及以上步骤获得的相应常数数值，推算出排烟处烟气焓[hds]的简化函数，见式（34）。

[hds=［K3+K4+αds-1K2］cd.fgtds+VH2OcH2Otds=]

[［8.593+9.573×αds-1］cd.fgtds+VH2OcH2Otds]

（34）

1.2.6 推算入炉冷空气焓[hca]。根据该标准表H.2（续）第111行，得到入炉冷空气焓[hca]的计算公式，见式（35）。

[hca=αdsV0（ct）ca=αdsV0cca×tca] （35）

将[αds=1+K1O'221-O'2、V0=K2]、[cca=0.000 07tca]+1.318 54代入公式（35），推导出排烟处烟气焓[hds]为[αds、tca、O'2]的函数，见式（36）。

[hca=（1+K1O'221-O'2）K2（0.000 07tca+1.318 54）tca] （36）

1.2.7 推算排烟热损失q2。根据该标准表H.2第113行，排烟热损失q2的计算公式见式（37）。

[q2=Kq4Qin（hds-hca）×100]  （37）

式中：Kq4为修正系数，在一些实施例中，可取Kq4 =1；Qin为输入热量，Qin=Q+Qex+Qf +Qpu，Qex为加热燃料或外来热量、Qf为燃料物理热、Qpu为自用蒸汽带入热量，这三个参数都为0，故Qin=Q，Q为天然气标态下低位发热量， Q≈35 000～39 000 kJ/m3 ［3］。

根据公式（37），本研究取Kq4 =1，代入公式（37）中，推算出排烟热损失q2的简化函数，见式（38）。

[q2=Kq4Qinhds-hca×100=100Qhds-hca] （38）

由此推算得到q2为[αds]、[tds]、[O'2]、CO'、[tca]的函数，见式（39）。

q2=[100Q ][K3+K4+αds-1K2]

[21-O'21+β ][0.000 810tds+1.622 850]

[100-21-O'21+β-O'2-CO'] （[0.000 039tds]+

[1.291 950]）+[O'2]（[0.000 193tds]+[1.297 551]）+

[CO']（[0.000 054tds]+[1.296 050]）[] [×tds/100]+（[K5αds]-[K6]）

（[0.000 200tds]+[1.485 600]）[tds]-[K2αds]（[0.000 07tca]+

[1.318 54]）[tca] （39）

本研究取K2=V 0=9.573 m3/m3、K3=VRO2=1.023 m3/m3、K4= V 0N2=7.570 m3/m3、β=0.8，代入公式（39）中，結果见式（40）。

q2 = [100Q] （[0.001 265 263 35αdstds×tds]+

[12.966 471 115αds×tds]-[0.000 026 261 93O'2tds×tds]-

[0.017 062 181 27αdsO'2×tds]+[0.000 001 435 95]

[αdstdsCO'×tds]+[0.000 392 493αdsCO'×tds]+

[0.000 272 804tds×tds]+[1.661 128×tds]+

[0.000 002 688 466O'2tds×tds]+[0.001 746 676 867O'2×]

[tds-0.000 000 147tdsCO'×tds]- [0.000 040 18CO'×tds]

-[0.000 670 11αdst2ca]-[12.622 383 42αdstca]）   （40）

将一组实际工况数据[CO'=0.050 0%、O'2=6%]、[tds=200 ℃]、[tca]=25 ℃代入公式（40）的展开项，得各个分项值，见式（41）。

[0.001 265 263 35αdstds×tds=]68.729 105 17

[12.966 471 115αds×tds=]3 521.693 556 19

[-0.000 026 261 93αdsO'2tds×tds=-]8.559 288 23

[-0.017 062 181 27αdsO'2×tds=-]27.804 530 16

[0.000 001 435 95αdstdsCO'×tds=]0.003 900 04

[0.000 392 493αdsCO'×tds=]0.005 330 05

[0.000 272 804tds×tds]=10.912 16

[1.661 128×tds]=332.225 6 （41）

[0.000 002 688 466O'2tds×tds]=0.645 231 84

[0.001 746 676 867O'2×tds]=2.096 012 24

[-0.000 000 147tdsCO'×tds]=[-]0.000 294

[-0.000 040 18CO'×tds]=[-]0.000 401 8

[-0.000 670 11αdst2ca=-]0.568 755 86

[-12.622 383 42αdstca=-]428.529 917 11

对以上展开项进行对比，部分展开项对[q2]的影响较小（绝对值小于30），故在公式简化时舍弃这些对[q2]影响较小的项，仅保留剩余项，见式（42）。

[q2=100Q[（0.001 265 263αdstds2+12.966 471 115αdstds+1.661 28tds-12.622 383 42αdstca]] （42）

由公式（42）可以看出，在已知Q值的情况下，排烟热损失[q2]可简化为由αdstds2、[αdstds]、[tds]、[αdstca]四项变量构成的函数，而每一项的系数为常数，故该简化函数公式可适用于类似工况的燃气排烟热损失q2的快速计算。如基准气源天然气低位发热量Q=360 33.27 kJ/m3，代入到公式（42）中，得到排烟热损失[q2]的简化函数，见式（43）。

[q2=10036 033.27[（0.001 265 263αdstds2+12.966 471 115αdstds+1.661 28tds-12.622 383 42αdstca]]

=[3.511×10-6αdstds2+3.598×10-2αdstds+4.610×10-3tds-3.503×10-2αdstca]  （43）

每项变量的参数可记作K7、K8、K9、K10，得到排烟热损失[q2]的简化公式，见式（44）。

q2=K7αdstds2+ K8αdstds+ K9tds-K10αdstca （44）

也就是说，是由常数K7=3.511×10-6、K8=3.598×10-2、K9=4.610×10-3、K10=3.503×10-2构成公式（44），在非冷凝天然气锅炉能效测试中可视作本地区排烟热损失[q2]的简化函数。

同理，当工况有变时，仍可使用上述推导过程进行推导，得到排烟热损失[q2]由αdstds2、[αdstds]、[tds]、[αdstca]四项变量构成的函数公式（44）。为了能更快速得到对应工况下的燃气排烟热损失[q2]简化函数，可根据已知参量得到相应的新的常数值K7、K8、K9、K10。因此，根据公式（39）得到公式（44）中αdstds2、[αdstds]、[tds]、[αdstca]四项变量的系数对应的新的常数值K7、K8、K9、K10。

2 燃天然气非冷凝锅炉排烟热损失计算

在河南省某锅炉有限公司，一台WNS4-1.25-Y（Q）锅炉，设计额定出力4 t/h、额定压力1.25 MPa，测试时使用的燃料为西气东输管道天然气。锅炉试验数据及计算数据见表3。

3 结论

通过与详细测试的原始测试数据进行对比，采用简化后的测试方法测得排烟热损失差为+0.04%，而只要测量排烟温度、入炉冷空气温度、烟气中氧含量，就能相对准确地测出排烟热损失，证明该方法是可行的。综合非冷凝天然气锅炉特性、河南省天然气成分和地理位置情况，通过总结经验、分析计算，总结出适合河南省非冷凝燃天然气锅炉排烟热损失计算公式。公式中需要测试的项目少，既降低监测成本，又提高测试准确度，便于实际工作应用。

参考文献：

［1］国家市场监督管理总局.锅炉节能环保技术规程：TSG 91—2021［S］.北京：新华出版社，2021：12.

［2］中华人民共和国国家质量监管检验检疫总局，中国国家标准化管理委员会.工业锅炉热工性能试验规程：GB/T 10180—2017［S］.北京：中国标准出版社，2017：7.

［3］车得福，庄正宁，李军，等.锅炉［M］.西安：西安交通大学出版社，2008：79-98.

收稿日期：2023-02-17

基金项目：河南省基本科研业务费支持项目（2021KY06）。

作者简介：朱荣全（1986—），男，本科，工程师，研究方向：特种设备检验检测。

通信作者：李勇（1982—），男，碩士，高级工程师，研究方向：特种设备检验检测。