氢气作为清洁能源，因其高昂的运输成本，推动了掺氢天然气管道输送技术领域的探索[1-4]，国内已建成多个天然气掺氢示范项目[5-8]。甲烷与氢气的物理性质具有较大的差异，氢气的质量发热量虽高，但由于密度低，其体积发热量仅为甲烷的1/3，与甲烷相比，氢气更易燃烧且燃烧范围极广，无论是热扩散系数还是质量扩散系数，氢气都远超甲烷[9-11]。因此，需要进一步探讨掺氢天然气作为燃料的燃烧特性，相关研究已经验证了掺氢天然气可适应典型燃具工作[12]。火炬放空作为化工厂、炼油厂等处理余气及事故排放的最主要方式之一[13]，在天然气管道高架火炬热放空过程中，必须准确预测热辐射半径。
国内外也有较多对天然气高架火炬热放空的研究。Burtt等[14-16]对高架火炬热放空燃烧效率及燃烧污染物排放进行了研究，提出了提高燃烧效率及减少NOx排放的方法。李发东等[17]研究了高架火炬热放空时热辐射半径的影响因素，结果表明，火炬高度、火炬筒直径及燃气与空气的预混程度均会对热辐射半径产生影响。在掺氢天然气燃烧热辐射方面，Lowesmith等[18-19]通过实验研究了纯天然气与掺氢天然气在高压条件下的射流火特性，发现掺氢天然气的火焰长度较短，尽管纯天然气的密度较高导致其泄漏质量流量大于掺氢天然气，但掺氢天然气的热辐射略低于纯天然气。
目前，对高架火炬热放空的研究主要包括了燃烧污染物排放及热辐射半径，而对掺氢天然气的高架火炬热放空热辐射半径的研究较少。本研究通过掺氢燃烧实验，结合计算流体动力学（computational fluid dynamics, CFD）数值模拟，分析掺氢（0 ~ 20%，摩尔分数，下同）天然气在高架火炬进行扩散燃烧时的燃烧特性及热辐射半径变化情况，为掺氢天然气投产应用时在高架火炬燃烧过程中的热辐射安全问题提供参考依据。
CFD技术被广泛应用于科研和工程设计领域[20]。研究表明，与传统工程计算方法相比，CFD数值模拟在放空火炬火焰温度场和热辐射计算中更准确、详细，且更符合实际情况[21]。因此，本研究在前人研究的基础上，利用CFD技术对高架火炬掺氢燃烧进行分析。
对现有扩散式燃烧器（燃烧器在燃烧前空气与燃气不进行混合）高架火炬进行掺氢燃烧模拟分析。该火炬全高约65 m，火炬筒尺寸为DN800。放空气气质如表1所列。
高架火炬排放模拟环境须综合考虑当地温度、风速、大气压、相对湿度等气象条件[22]，控制高架火炬在排放流量、蒸汽喷头（托起火焰、防止回火、增加燃烧氧气以防止黑烟产生）喷射速度及风速一定的情况下，模拟计算各掺氢比条件对公众人员活动区域范围的影响情况。模拟火炬放空条件见表2。
以高架火炬底部中心位置为原点（0, 0, 0），设置计算域东西、南北方向：−250 ~ 250 m；海拔方向：0 ~ 300 m。数值几何模型建立如图1所示。
为进行网格无关性验证，对6套网格划分方案进行模拟计算，计算结果如图2所示。综合考虑计算精度及运行资源，选择方案3为高架火炬燃气放空燃烧数值模拟的网格划分方案，其中网格划分如图3所示。
为描述掺氢天然气通过火炬筒进行燃烧的过程，选择Realizable k-ε模型来描述湍流过程，燃烧模型采用考虑详细的化学反应机制的涡耗散概念模型（EDC）[23]，燃烧机理采用甲烷详细燃烧机理（GRI-Mech 3.0），其中包含53个组分、325步基元反应。辐射模型综合考虑计算成本[24]，选择P1辐射模型计算火炬放空燃烧过程中热辐射半径。
为验证EDC模型及燃烧机理等的可靠性及准确性，将掺氢天然气燃烧实验测量火焰高度与同工况下模拟火焰高度进行对比。掺氢天然气燃烧实验主要从掺氢比、管内压力与燃气释放面积三方面来讨论各因素对火焰燃烧的影响。
掺氢天然气燃烧实验装置如图4所示，在燃气入口处设置压力表用于测量管内压力（见图4(a)），对管道进行切割作业划线准备，并设置钢尺进行火焰高度测量（见图4(b)）。
本实验采用长度为3 m、管径为200 mm的管道作为测试管段，测试掺氢比、管内压力、燃气释放面积三方面影响因素，将掺氢比0、10%、20%分为Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ组，每组进行5次切割作业，切割缝宽度3 mm，其中燃气释放口形状如图5所示，具体实验工况参数见表3。
为了以最高效率得到各掺氢比、管内压力及燃气释放面积对火焰燃烧的影响情况，本实验采用控制管内燃气掺氢比不变，管内压力随燃气释放面积增大而减小，从而得到各管内压力及燃气释放面积下的火焰高度的方法，进行3组实验。掺氢天然气燃烧实验过程如图6所示。
将建立的数值计算模型应用于掺氢天然气燃烧实验工况计算，模拟的火焰形态如图7所示。
由于掺氢增加了火焰燃烧的稳定性，因此减小了实验过程的测量误差，数值模拟与实验的误差随着掺氢比的增加而减小。如图8所示，数值模拟与实验的误差绝大多数在10%左右，误差最大的不超过20.8%。由此，本研究的数值计算模型和方法的有效性和可靠性得到了验证。
经过掺氢燃烧实验验证了数值模型的可靠性，利用该模型对高架火炬掺氢天然气燃烧进行模拟研究。API STD 521—2014 《泄压和减压系统》对高架火炬系统的设计及计算进行了详细介绍[25]。因此，本研究基于API STD 521—2014中高架火炬的设计要求对掺氢天然气燃烧进行模拟研究。
API STD 521—2014对高架火炬放空燃烧所涉及的热辐射安全半径问题提出了两种计算方法，即Simple法与B-S（Brzustowski-Sommer）法。计算总体思路为：燃烧释放热计算→火焰长度→侧风引起的火焰畸变→确定火焰中心点→计算一定辐射等级范围。两种方法的不同在于对火焰中心点的确定方式不同，Simple法将火焰几何中心作为火焰中心，而B-S法则考虑了放空气爆炸下限、燃气喷射力、风推力、环境温度和燃气温度因素。
根据API STD 521—2014计算火焰中心到允许辐射强度的距离公式如式（1）所示。
式中：D为火焰中心到允许辐射强度的距离，m；τ为通过大气传播的热辐射的比例；F为热辐射率；Q为火炬燃烧释放热，kW；K为允许辐射强度，kW/m2。
API STD 521—2014提出了在火炬点火放空时，不同情况下人体所能承受的热辐射强度（忽略太阳辐射热）。GB 50160—2008《石油化工企业设计防火标准》提出了热辐射强度及其相应要求，其中热辐射强度为1.58 kW/m2是公众活动边界[26]。
对于掺氢比0 ~ 20%的天然气，通过大气传播的热辐射的比例、热辐射率、定质量流量及定体积流量放空火炬燃烧释放热的计算结果，氢气的掺入降低了燃烧的辐射率，而通过大气传播的热辐射的比例变化极小，定体积流量放空下的燃烧释放热减小而定质量流量的放空增加。
分别采用两种方法针对 A、B组工况（见表 2）进行1.58 kW/m2热辐射强度热辐射半径的计算，计算结果如图9、图10所示。由于B-S法需考虑风推力因素，因此，无法对风速为0的工况进行计算。由计算结果可知，Simple法较B-S法更保守、辐射半径更大。B-S法在有风的情况下，以定体积流量进行放空燃烧，天然气中掺入氢气均缩小热辐射半径；而以定质量流量放空时，掺氢对热辐射半径几乎可忽略。Simple法在有风或无风的情况下，无论以定体积流量还是以定质量流量进行放空燃烧，天然气中掺入氢气均可缩小热辐射半径。在所有条件相同的情况下，风速增大将会导致热辐射半径增加。
根据提出的数值计算模型对各工况进行数值燃烧模拟，以1 173 K为火焰等值面得到各掺氢比条件下燃烧温度场与火焰高度（见图11、图12），与API STD 521—2014中计算方法所得结果趋势相同。在定体积流量放空条件下，燃烧释放热随掺氢比的增加而减小，定质量流量放空条件下，燃烧释放热随着掺氢比的增加而增加。对于火焰畸变，不论以定体积流量还是定质量流量放空，随着掺氢比的增加，火焰在风速方向的长度均减小；在燃气喷射方向上，以定体积流量放空时，随着掺氢比的增加，火焰在喷射方向的长度减小，以定质量流量放空时，随着掺氢比的增加，火焰在喷射方向的长度增加。综合风速方向和喷射方向，在定体积流量放空的工况下，随着掺氢比的增加火焰长度减小，而火焰倾斜角无明显变化；在定质量流量排放的工况下，随着掺氢比的增加火焰长度无明显变化，而火焰倾斜角有变小的趋势。
以定质量流量放空的条件下风速5 m/s、掺氢比20%为例，模拟的热辐射强度为1.58 kW/m2 即公众活动边界。对各工况公众活动区域范围进行分析，如图13所示，与火焰长度变化趋势相同。与根据API STD 521—2014所计算得到的热辐射距离比较，趋势一致，大小介于两种方法之间。因此，在生产中可采用Simple法来计算掺氢天然气放空燃烧的热辐射半径。
在定体积流量下氢气的掺入缩小了热辐射半径，因此可以考虑适当增加放空量来提高放空效率。如图14所示，在体积流量为1.81×105 m3/h，掺氢比为0、风速为10 m/s的条件下，热辐射强度1.58 kW/m2的辐射半径为216 m。要使掺氢20%后的热辐射半径保持不变，根据数值模拟计算得到体积流量可提高至2.24×105 m3/h，提高了23.76%，Simple计算方法与数值模拟方法计算结果如图14所示，而采用Simple法计算得到的体积流量值较低，较为保守。
根据上述模拟计算可知，在生产中可参考Simple法对热辐射距离与掺氢后体积流量的预测计算。
在掺氢比为0、体积流量为1.81×105 m3/h、风速为10 m/s条件下，各掺氢比可放空体积流量与增加的百分比见表4。
对于掺氢天然气在天然气门站中放空燃烧是否有安全隐患的问题，本研究就扩散式高架火炬进行了模拟研究。利用FLUENT模拟研究定体积流量为1.81×105 m3/h、定质量流量为26 kg/s放空时，在风速为5 m/s、10 m/s条件下掺氢比为0 ~ 20%的火焰形态及热辐射半径变化，同时根据API STD 521—2014关于火炬系统热辐射半径的解析模型，得到如下结论。
1） 本研究采用的EDC组分模型、GRI-Mech 3.0甲烷燃烧机理、P1热辐射模型等数值模型经掺氢燃气燃烧实验验证可有效模拟掺氢天然气燃烧。
2） API STD 521—2014中的Simple法经验证可用于高架火炬掺氢燃烧热辐射半径计算，可为将来生产中燃气掺氢后热辐射半径控制提供参考。
3） 在掺氢燃烧特性方面：随着掺氢比的增加，定体积流量排放燃烧释放热减小，火焰在风速方向上的长度减小，火焰长度及在侧风作用下的火焰倾斜角减小，扩大了热辐射半径；定质量流量排放燃烧释放热增加，火焰在风速方向上的长度减小，火焰长度及火焰倾斜角无明显变化趋势，热辐射半径变化不明显。
4） 在本研究工况下，由Simple法得到：定体积流量在掺氢20%后，火焰长度由44 m减短至39 m，在风速5 m/s时火焰倾斜角约为50°，公众活动边界由216 m缩小至194 m，风速10 m/s时火焰倾斜角约为60°，公众活动边界由224 m缩小至206 m；定质量流量在掺氢20%后，火焰长度由39.0 m增长至40.5 m，在风速5 m/s时火焰倾斜角由53°减小至49°，公众活动边界均在183 m左右，风速10 m/s时火焰倾斜角由65°减小至63°，公众活动边界均在191 m左右。
5） 在安全指导方面：在安全热辐射半径不变的前提下，按体积流量计算，掺氢条件下（掺氢比0~20%）最多可提高19% ~ 23% 左右体积流量的放空量，火炬系统的排放效率有所提高；按质量流量计算，掺氢条件下高架火炬的质量流量放空量与掺氢前相比几乎保持不变。
2024, Vol. 53 Issue (5): 46-53 2024, Vol. 53 Issue (5): 46-53