摘要：利用管输天然气掺混乙烷形成配制气模拟LNG的方法，测试了3种不同结构型式的家用燃气灶在不同的管输气与配制气掺混比例下燃烧性能的变化情况。随着配制气掺混比例的提高，燃气灶的热负荷增大，热效率降低，CO排放量的变化规律随灶具结构型式而异。天然气互换性问题的解决需要同时从气源和燃具两方面进行。
关键词：液化天然气；管输天然气；互换性；实验研究
Experimental Research on Interchangeability between LNG and Pipeline Natural Gas
REN Xing-chao，WU Zhi-iin，DAI Wan-neng
Abstract：The synthetic gas is formed by mixing pipeline natural gas with ethane to simulate LNG. The variation in combustion performance of three different types of domestic gas ranges at different mixing ratios of pipeline natural gas and synthetic gas is measured. With increasing of mixing ratio of synthetic gas，the heat load of gas range is increased，and the thermal efficiency is decreased. The variation in CO emission depends on the type of gas range. The solution of natural gas interchangeability should be based on both gas source and gas appliance.
Key words：LNG；pipeline natural gas；interchangeability；experimental research
1 概述
管输天然气在天然气贸易中一直占较大比例，长距离高压输送必须脱除易凝析的组分，因此管输天然气的热值较低。LNG贸易初期，一些进口国在LNG接收站建立了加工厂，提取乙烷、丙烷、丁烷、戊烷、正己烷等，作为单独产品出售，同时保证外输天然气的组成与管输天然气相当，形成了天然气凝析液(Natural Gas Liquid，NGL)工业[1]。随着LNG价格的升高，凝析液提取工艺的经济性降低，外输天然气中开始保留比管输天然气更多的高热值组分。表1给出了国内一些城市的管输天然气与LNG的华白数和低热值，其中LNG的低热值和华白数普遍高于管输气。
此外，由于液化工艺的要求，LNG中N2极少，几乎不含CO2，而这些组分在管输天然气中普遍存在。管输天然气与LNG在热值和组成方面的不同，导致了天然气互换性问题[2、3]，该问题涉及家用、工业和商用[4]。工业燃烧器，尤其是低污染的新型燃烧器，对气源的波动耐受度更差，但工业燃烧器的数量比家用和商用燃烧器要少得多，且多为专线供气、专人维护，其所用燃气的互换性问题解决起来相对容易。家用、商用燃烧器对气源要求较低，对气源波动有一定的适应能力，但量大面广，工作人员很难深入到每家每户现场解决问题。
与国外较多的使用LNG来永久替换管输天然气的情况不同，上海市的LNG与管输天然气都接入到同一个高压管网中。这样，就可能发生在管网的不同接入点、用户处的天然气组成随着季节、输送条件的变化而变化的情况。有学者对气源变动时天然气互换性问题进行了理论计算[5、6]，但任何一种互换性判定方法都建立在大量的实验基础上。国外的互换性判定方法能否用于国内的天然气互换性判定，仍需要实验验证。因此，为预先了解LNG接入上海市天然气管网之后家用燃烧装置可能出现的问题，本文选择了较为常见的嵌入式、台式家用燃气灶，采用管输天然气掺混乙烷的方法模拟上海市即将进口的LNG，系统地测试了在不同的LNG与西气东输天然气(以下简称西气)掺混比例下，家用燃气灶的CO排放量、热效率、热负荷等性能参数的变化情况。
表1 各种天然气的燃烧特性
|
气源
|
华白数/(MJ·m-3)
|
低热值/(MJ·m-3)
|
|
陕甘宁1
|
48.24
|
33.46
|
|
陕甘宁2
|
47.08
|
32.65
|
|
塔里木1
|
50.28
|
34.42
|
|
塔里木2
|
50.35
|
33.96
|
|
广西北海1
|
50.18
|
36.84
|
|
广西北海2
|
53.62
|
39.07
|
|
成都
|
48.31
|
32.87
|
|
东海平湖
|
48.50
|
34.68
|
|
青岛
|
50.12
|
34.21
|
|
昌邑
|
45.93
|
33.75
|
|
渤海
|
45.93
|
33.43
|
|
四川普光
|
47.53
|
32.80
|
|
迪那2号
|
52.20
|
37.39
|
|
克拉2号
|
50.19
|
34.27
|
|
华北油田
|
51.18
|
37.11
|
|
珠海海上
|
51.69
|
35.89
|
|
广东LNG
|
53.18
|
38.26
|
|
福建LNG
|
46.70
|
37.12
|
|
海南LNG
|
53.23
|
39.19
|
|
新疆LNG
|
52.69
|
38.81
|
|
中原LNG
|
51.23
|
35.11
|
|
上海LNG
|
53.30
|
38.50
|
2 配气
2.1 配气方案
表2列出了西气与即将进口的LNG的组成和燃烧特性。显然，LNG中非甲烷烃类的含量较多，与西气相比，其低热值高13%，华白数高7%。
表2 上海市西气与LNG的组成和燃烧特性
|
项目
|
西气
|
LNG
|
|
|
体积分数/%
|
CH4
|
98.10
|
89.39
|
|
C2H6
|
0.51
|
5.76
|
|
|
C3H8
|
0.04
|
3.30
|
|
|
i-C4H10
|
0.01
|
0.78
|
|
|
n-C4H10
|
0.01
|
0.66
|
|
|
C5H12
|
0.05
|
0.00
|
|
|
N2
|
0.70
|
0.11
|
|
|
CO2
|
0.58
|
0.00
|
|
|
相对密度
|
0.57
|
0.64
|
|
|
低热值/(MJ·m-3)
|
33.81
|
38.50
|
|
|
华白数/(MJ·m-3)
|
49.84
|
53.30
|
|
|
燃烧势
|
39.59
|
43.93
|
|
因目前尚无真实LNG可供实验测试，故采用西气掺混乙烷的方法来配制LNG，使其华白数、燃烧势与LNG一致。与丙烷掺混氮气、氢气的方法相比，此方法不但可更真实地反映LNG的组成、热值等特性参数，而且两组分配气操作更简单，影响配气结果的因素更少，准确度更高。
2.2 配气系统及流程
配气系统由供气和储气两部分组成(见图1)。由于采取西气掺混乙烷的配气方案，供气管道得以简化，乙烷与西气使用同一个燃气表进行计量，进入湿式储气罐之后，利用顶置风机搅拌、加强混合，使得配制气最大程度地混合均匀。
首次配气时，先将氮气瓶中气态N2充入湿式储气罐中，置换湿式储气罐中残余空气3次，直至其中O2体积分数＜0.3%；然后用西气再置换湿式储气罐内气体3次。以后的配气则不再用N2置换，只用西气置换即可。
为消除配气管道及湿式储气罐内残余气体对配气准确度的影响，即保证计量体积为实际进入罐内的气体体积，采用西气、乙烷、西气的进气顺序。配气前和配气后管道中残留的气体均为西气(最后配入的西气体积大于配气管道体积的3倍)，抵消了这部分管道体积对计量的影响。乙烷瓶中的液态乙烷自然气化，经过计量后配入湿式储气罐中。实际配制时，若需要乙烷量较大，则将乙烷分两次配入，即采用西气、乙烷、西气、乙烷、西气的进气次序，既可缓解乙烷气化后减压、降温对减压阀性能及体积计量的影响，也可保证天然气在最先和最后进入湿式储气罐的原则。
2.3 配气结果
配气完成之后，对配制气取样进行色谱分析。在实验测试过程中，多次进行取样分析。表3为某次LNG配制气通过色谱分析后得到的组成结果。
表3 配制气组成分析
|
项目
|
取样1
|
取样2
|
取样3
|
取样4
|
|
|
体积分数/%
|
CH4
|
75.47
|
75.46
|
75.48
|
75.47
|
|
C2H6
|
21.96
|
21.99
|
21.97
|
21.97
|
|
|
C3H8
|
0.70
|
0.70
|
0.70
|
0.70
|
|
|
i-C4H10
|
0.09
|
0.09
|
0.08
|
0.09
|
|
|
n-C4H10
|
0.09
|
0.08
|
0.08
|
0.09
|
|
|
C5H12
|
0.03
|
0.04
|
0.04
|
0.04
|
|
|
N2
|
1.08
|
1.06
|
1.06
|
1.06
|
|
|
C02
|
0.58
|
0.58
|
0.59
|
0.58
|
|
|
华白数/(MJ·m-3)
|
53.35
|
53.34
|
53.36
|
53.36
|
|
|
华白数相对偏差/%
|
0.09
|
0.09
|
0.11
|
0.11
|
|
|
燃烧势
|
43.99
|
43.99
|
44.00
|
44.00
|
|
|
燃烧势相对偏差/%
|
0.12
|
0.12
|
0.13
|
0.13
|
|
几次取样结果显示配制气与目标气之间的华白数及燃烧势偏差都在0.1%左右，且较为稳定，说明西气、乙烷两组分配气方案具有较好的配气准确度。
3 测试过程
3.1 燃气灶选择
选择台式灶1台(简称A型灶)、条缝火孔的嵌入式灶1台(简称B型灶)、圆火孔嵌入式灶1台(简称C型灶)，对这3种不同类型的家用燃气灶进行测试。
3.2 测试步骤
文献[7]对测试用气的种类和压力进行了详细的规定。国内家用燃气灶结构型式多样，为简单起见，针对用户处可能出现的真实问题，制订如下的测试步骤：
① 以西气为基准气，保持2kPa的灶前压力，对燃气灶一次风门进行调节，使火焰内锥明亮、高度适中。在风门由最小到最大的过程中，内锥高度会出现由长到短、再拉长的变化，这种变化的程度随着灶具结构的不同而不同。嵌入式灶进风阻力较大，出现内锥明亮状态的风门位置较窄、容易确定；对台式灶，风门可能会在相当大的范围内变化而火焰状态没有明显的变化。置换气可否置换基准气与燃具的初始调节工况有关，而其中最关键的因素则是一次风门的开度。用户在实际安装使用时，一般不会对购买的灶具进行专业的调整。因此按照上述方法确定的内锥明亮、高度适中的火焰状态，可认为是最佳初始状态。
② 按照文献[7]的规定，进行C0排放量、热负荷、热效率的测试。
③ 保持一次风门开度不变，利用配制气测试CO排放量、热负荷、热效率等指标。
④ 依次配制不同比例的配制气与西气的混合气，重复步骤③。
4 测试结果与分析
A、B、C型家用燃气灶性能随气源组成的变化分别列于表4～6。
对这3种灶具，总体上热负荷均随着配制气比例的增加而增大，这是由于西气掺混配制气后华白数增大造成的。但B型灶热负荷的增大规律与A、C型略有不同。分析原因，可能是B型灶的喷嘴的喷射性能与A、c型灶不同。
3种灶具的热效率总体随着配制气比例增加而减小，但规律性不显著。分析认为，配制气中含有较多的非甲烷烃类，一次空气进口不变的情况下，配制气含量的增加使一次空气系数减小、火焰长度增加，火焰与锅底的相对位置发生变化而导致热效率变化。由于各型灶具的结构、工艺不尽相同，热效率随配制气含量变化的关系也有各自的特点。
CO排放量随着灶具结构型式的不同而呈现不同的特点。对A型灶，因过分追求热效率指标而导致锅架设计高度较低，当配制气比例增加时，CO排放量急剧增高。但在100%配制气时的CO排放量比80%配制气时更低，这可能与国家标准规定的烟气取样方式有关。对B、C型灶，即使在100%配制气的情况下，CO排放量也保持在相对低的水平，没有超标。进一步分析发现这两种灶具的引射能力较好，如B型灶在西气工况下的一次空气系数高达0.7，配制气的加入并未导致CO排放量的显著增加。
表4 A型家用燃气灶性能随气源组成的变化
|
配制气体积分数/%
|
热负荷/kW
|
热效率/%
|
φ(O2)
/%
|
φ(CO)
/%
|
|
0
|
3.54
|
60.6
|
11.1
|
0.042
|
|
20
|
3.61
|
61.0
|
10.4
|
0.060
|
|
40
|
3.69
|
58.0
|
10.7
|
0.052
|
|
60
|
3.77
|
57.8
|
10.2
|
0.112
|
|
80
|
3.81
|
57.7
|
10.7
|
0.139
|
|
100
|
3.99
|
56.9
|
9.3
|
0.056
|
|
注：φ(O2)——干烟气样中O2的体积分数，以下同
φ(CO)——过剩空气系数α=1时，干烟气样中CO的体积分数，以下同
|
||||
表5 B型家用燃气灶性能随气源组成的变化
|
配制气体积分数/%
|
热负荷/kW
|
热效率/%
|
φ(O2)/%
|
φ(CO)/%
|
|
0
|
3.52
|
55.0
|
12.0
|
0.006
|
|
20
|
3.51
|
54.3
|
13.0
|
0.016
|
|
40
|
3.50
|
50.4
|
13.5
|
0.018
|
|
60
|
3.66
|
48.8
|
13.0
|
0.016
|
|
80
|
3.64
|
51.4
|
12.7
|
0.019
|
|
100
|
3.87
|
48.4
|
11.0
|
0.026
|
表6 C型家用燃气灶性能随气源组成的变化
|
配制气
体积分数/%
|
热负荷
/kW
|
热效率
/%
|
φ(O2)/%
|
φ(CO)/%
|
|
0
|
3.64
|
53.6
|
12.3
|
0.010
|
|
20
|
3.73
|
53.4
|
12.5
|
0.018
|
|
40
|
3.79
|
51.0
|
11.8
|
0.017
|
|
60
|
3.85
|
50.6
|
11.4
|
0.030
|
|
80
|
3.89
|
52.0
|
8.6
|
0.027
|
|
100
|
4.03
|
50.4
|
12.4
|
0.030
|
5 结论
LNG因生产与运输工艺的不同而在组成方面与长距离高压输送的管道天然气有一定差别，这种差别会导致燃具性能的变化，由此产生天然气互换性问题。本文采用实验研究的方法，以西气和乙烷的配制气模拟LNG，对3种常见结构的家用燃气灶进行了不同掺混比例下的性能测试。结果表明：随着配制气比例的增加，热负荷增加，但热效率下降；CO排放量随着灶具结构型式的不同而呈现不同的特点。
互换性问题不能离开燃具而单独存在。不同燃具对气源变化的敏感性不尽相同，具有良好适应性的灶具能够在上海市引入LNG后性能不发生显著改变。因此，天然气互换性问题不应单纯从气源角度考虑，而应同时从气源和燃具两方面进行管理和控制，才能妥善解决。
参考文献：
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[2] 罗东晓，赖元楷.研制高适应性燃具的必要性[J].煤气与热力，2005，25(11)：60-63.
[3] 罗东晓，欧翔飞.液化天然气燃具基准气的选择[J].煤气与热力，2006，26(2)：31-33.
[4] 温军英.统一天然气热值的探讨[J].煤气与热力，2009，29(2)：B1-B3.
[5] 王晟，杨庆泉，杨涌泉.燃气互换性判定指数的计算[J].煤气与热力，2000，20(2)：142-144、152.
[6] 李帆，翟瑞隆，周廷鹤.城市应急备用气源的燃气互换性探讨[J].煤气与热力，2009，29(5)：B28-B31.
[7] GB 16410—2007，家用燃气灶具[S].
(本文作者：任兴超1 吴之觐2 戴万能2 1.西安秦华天然气有限公司 陕西西安 710075；2.同济大学机械工程学院 上海 201804)
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