沼氣調峰用LNG混空裝置的設計與測試

黃小美劉曉赫張婧

（1重慶大學三峽庫區生態環境教育部重點實驗室，重慶400045；2重慶大學低碳綠色建筑國際聯合研究中心，重慶400045；3青島能源華潤燃氣有限公司，山東 青島266071）

引 言

隨著經濟的快速發展，中國的能源需求急劇增長，能源消耗的持續增加不僅導致石化能源的枯竭，也帶來了嚴重的環境問題。而沼氣是一種可再生的清潔能源，資源豐富且開發利用技術比較成熟，沼氣的使用不僅能增加一種城鎮氣源，而且能在沼氣制取的過程中實現廢物利用，隨著環境保護壓力的加大，沼氣工程已經成為中國處理有機污水和畜禽糞便的重要選擇［1－3］。目前我國農村集中沼氣供應系統的發酵原料大致分為3類：富氮原料（禽畜糞便）、富碳原料 （農作物秸稈）、常規混合原料 （糞便與秸稈混合）。相關研究［4－7］表明，富碳原料和混合原料的最佳發酵溫度均在30℃以上，富氮原料的最佳發酵溫度達到了50℃以上，為了保證3種原料正常產氣的最低溫度為15℃。但我國大部分地區冬季溫度都無法達到發酵原料正常產氣的溫度下限，沼氣產氣量不穩定，加之冬季沼氣需求量增大，導致在冬季用氣高峰時供氣能力不足。

國內對于以混合氣作為補充氣源的研究已有諸多的成果，熊興國［8］通過實驗證明采用混合氣 （液化石油氣＋空氣）摻混焦爐煤氣作為過渡氣源是擴大供氣能力的好途徑；祝博偉［9］通過灶具燃燒實驗驗證了用LPG改質氣摻混LPG生產代天然氣作為應急氣源的可行性；宋士文等［10］通過天然氣摻混二氧化碳作為沼氣的補充氣源，有效地維持了正常供氣效果。劉勇［11］通過理論計算和試驗驗證得出采用液化石油氣混空替代天然氣，天然氣混空替代焦爐煤氣等方案的燃氣配比；林冬等［12］驗證了采用混合煤氣摻混天然氣技術作為鋼鐵企業焦爐煤氣緊缺時的補充氣源方案能夠取得良好的使用效果和經濟效益；孫伯師［13］通過實踐論證了采用天然氣－空氣混合氣摻混焦爐煤氣作為過渡氣源從而擴大供氣能力的可行性。同時，也有許多關于混氣裝置的實驗研究，孟祥等［14］提出采用靜態混合器進行空氣與天然氣加壓摻混，形成混合氣中壓直供，既解決了因天然氣壓力低致接收量不足的問題又降低了輸送成本。曹雄等［15］提出了利用隨天然氣動流量摻混方法、文丘里摻混方法等摻混技術解決管輸天然氣、壓縮天然氣和液化天然氣等氣體摻混問題的方案；黃頌麗等［16］介紹了文丘里引射式混合器、隨動流量混合器、高壓比例式混合器和配比式混合器4種燃氣摻混裝置的混合機理及工藝流程，探討了每種燃氣摻混裝置的特性及適用工況。針對沼氣供氣能力不足的問題，本研究提出采用LNG氣化摻混空氣作為沼氣的調峰氣源。為了實現LNG氣化摻混空氣，本研究設計并加工了一種引射式混合器，模擬生產實際對引射混合器的運行特性進行了實驗研究，總結出了混氣比與引射器進出口壓力的關系。

1 混氣裝置的選擇與設計

1.1 混氣比和燃燒勢范圍的計算

1.1.1 混氣比范圍計算 以一種燃氣置換另一種燃氣時，因燃氣性質改變，除了引起燃具熱負荷改變外，還會引起燃具一次空氣系數的改變，如果兩種燃氣互換時華白數保持恒定，則燃燒器熱負荷和一次空氣系數就基本穩定［17］。因此華白數是在互換性問題產生初期所使用的一個互換性判定指數。由此可知，為保證空氣與LNG形成的混合氣的華白數處于基準氣允許置換范圍內，根據式 （1）確定空氣與LNG混氣比范圍

由于空氣熱值為0，相對密度為1，可簡化式（1）為

基準氣為6T天然氣，高華白數為21.76～25.01，LNG為12T天然氣，CH4含量為100%，高熱值為39.842MJ·m－3，將基準氣高華白數范圍代入式 （2）解得空氣與LNG混氣比范圍為（47∶53）～（51∶49）。

1.1.2 燃燒勢范圍計算 隨著燃氣置換的進行，會出現燃燒特性差別較大的互換問題，這時單靠華白數就不足以判斷兩種燃氣是否可以互換，需要引入火焰特性這樣一個較為復雜的因素驗證混氣比。燃燒勢是一項反映燃氣燃燒特性的綜合指標，可判定燃氣燃燒火焰穩定特性及不完全燃燒傾向性，其計算公式如式 （3）

沼氣的燃燒勢為18.52，12T天然氣的燃燒勢為40.28，通過式 （3）計算得混氣比51∶49時的燃燒勢為26.92，47∶53時的燃燒勢為27.76 。

1.2 混氣裝置的選擇

混氣裝置的基本形式有3種，即引射混合器、比例混合閥和隨動流量混氣裝置。對于用氣量相對較大而用氣壓力要求較低的用戶，可選擇引射摻混方式；對于用氣量較大而壓力要求較高的用戶，可選擇高壓比例摻混方式。集中沼氣供氣設施在不加壓時，其供氣系統壓力較低，因而可以選擇較高壓力的常規燃氣引射空氣進行摻混。此方式的原理是將常規燃氣壓能通過噴嘴噴射造成真空或低壓區，使周圍空氣或壓力鼓風的空氣經止回閥被吸入，兩者進行混合后再擴壓形成壓力較低混合氣。

采用引射摻混方式能在混合氣不同供氣量工況時保持穩定的混合比，供氣壓力一般不超過0.03 MPa。混氣量調節可由引射氣噴射量控制，或采用引射器臺數組合方式調節不同的供氣量［18－19］。

1.3 引射混合器的設計

在沼氣供應不足的情況下，將天然氣與空氣的混合氣補充至沼氣管網，為了能夠正常使用，需滿足置換性的要求，因此需將混氣比控制在前文計算所得的比例范圍內。因小型LNG鋼瓶自然氣化后壓力為中壓，而村鎮沼氣供應壓力一般為低壓的特點，故采用中壓天然氣引射常壓空氣獲得低壓的混合氣體的設計思路，與其他常規天然氣／空氣引射混合器相比，本實驗所設計的混合器無能耗。由于引射器具有自適應性，只要控制好引射器進出口壓力，則天然氣與空氣的混合比也是一定的。

1.3.1 混合比 標準容積混合比 （即通常稱的引射比）

質量混合比為

記

1.3.2 混合器噴嘴 混合器的噴嘴結構要按被引射氣壓力與噴射氣壓的比值β的情況分別處理。

β≥βe則氣體噴射為亞音速流動；β＜βe則氣體噴射為超音速流動。

① 對β≥βe的情況，采用漸縮噴嘴，噴嘴出口斷面積為

② 對β＜βe的情況，仍采用漸縮噴嘴。則在漸縮噴嘴口上噴射氣流將是音速。噴嘴口的壓力與引射段空間壓力的壓力差只在噴嘴口截面以外降低消失，此時噴射流量為最大流量。它只取決于噴射流動的臨界參數，噴嘴斷面仍采用式 （13）計算，且取β＝βe，因此也即是式 （14），fj＝fmin。

③ 對β＜βe的情況，采用漸縮漸擴噴嘴。若要充分利用能量，應該采用漸縮漸擴噴嘴 （拉伐爾噴嘴），噴嘴口流速可大于當地音速，噴嘴喉部面積為

噴嘴口面積仍采用式 （13）計算。

1.3.3 混合器結構尺寸 假設引射入口直徑Dg為6.2mm。按圓形斷面的自由湍流射流，推導出下列滿足給定的容積混合比uVn的引射段末端喉管直徑與噴嘴直徑的比值的計算公式

而在引射段中噴嘴口斷面到喉部斷面的距離為

混合器的其他結構尺寸相應為：引射段直徑Di＝2Dt；混合段長度Sm＝6Dt；擴壓段出口斷面直徑De＝1.58Dt；擴壓段長度Se＝3De。

被引射氣入口直徑由被引射氣流速和流量計算得出

1.3.4 混合器工況 由引射混合器工況方程可算出混合器供氣壓力

同時根據動量守恒定律得出

圖1 引射混合器結構圖Fig.1 Structure chart of ejector mix

圖2 引射混合器運行特性實驗系統Fig.2 Experimental system of ejector mixer operating characteristics

由式 （19）可求出Pd，進而推出擴壓段靜壓恢復系數ψ2

利用上述各項公式計算結果如表1所示。

表1 引射混合器設計計算結果Table 1 Calculation results of ejector mixer designing

2 實驗裝置與方法

2.1 實驗方法與儀器

2.1.1 實驗方法 實驗的主要目的為了驗證混合器在實際運行中能獲得與理論計算相符合的混氣比，在測試過程中需要記錄混合器進出口壓力，參與混合的天然氣量和最終獲得的混合氣量。

引射混合器結構如圖1所示。系統流程如圖2所示。實行兩路供氣完成不同壓力工況的測試，需要較高引射壓力開啟LNG氣瓶供氣，經過空溫器氣化及調壓器穩壓接入混氣系統；需要較低引射壓力采用城市中壓天然氣管網供氣。來氣在設定壓力下，經過濾和計量進入引射混合器，形成負壓使空氣通過止回閥被卷吸入引射混合器，實現空氣與天然氣的混合，形成的混合氣經羅茨流量計后進行燃燒放散或儲存。

2.1.2 實驗儀器

（1）調壓器：本實驗所采用的調壓器類型為單級式高－中壓調壓器，型號為BAOYAN R11，出入口口徑為1／4″NPT，最大入口壓力為25MPa，出口壓力不超過1.6MPa。

（2）羅茨流量計：本實驗采用的羅茨流量計型號為FLRZ－G10－1T42，公稱直徑 DN25，公稱壓力1.6MPa，工況流量范圍為0.2～16m3·h－1。

（3）LNG 鋼 瓶：容量201L，工 作 壓 力1.37MPa。

（4）氣化器：工作壓力不超過4.0MPa，氣化能力為50m3·h－1。

2.2 實驗條件設置

2.2.1 單一變量對混氣比的影響

①保持出口壓力5.00kPa不變，在進口壓力分別為0.10、0.15、0.20、0.25及0.30MPa時，測定混氣比變化。

②保持進口壓力0.30MPa不變，控制出口壓力在0.50～6.50kPa范圍內，測定混氣比變化。

2.2.2 綜合考慮進出口壓力對混氣比的影響程度大小

① 進口壓力分別為0.20、0.25、0.30MPa，控制出口壓力在0.50～6.50kPa范圍內，測定混氣比在3種進口壓力下隨出口壓力改變的變化趨勢。

② 出口壓力分別為3、4、5kPa，引射壓力為0.1～0.3MPa，測定混氣比在3種出口壓力下隨進口壓力改變的變化趨勢。

3 實驗結果與討論

3.1 進口壓力和出口壓力對混氣比的單獨影響

保持出口壓力5.00kPa不變，測得混氣比隨進口壓力的變化如圖3所示，隨著進口壓力增加，混氣比從0.15增加至1.01，提升趨勢明顯。保持進口壓力0.30MPa不變，測得混氣比隨出口壓力的變化如圖4所示，隨著出口壓力增加，引射混合器前后壓差降低，卷吸空氣減少，致使混氣比從1.10下降至0.83，下降趨勢緩慢并在出口壓力達到4.50kPa后逐漸減緩。實際應用時，除了要求空氣與天然氣的混氣比處于允許置換6T天然氣的比例范圍內，還需保證灶前壓力達到灶具允許工作壓力。考慮到管道沿程阻力及管件設備局部阻力，引射壓力最低應達到0.25MPa。

3.2 進口壓力和出口壓力對混氣比的綜合影響

在出口壓力分別為4.00kPa和3.00kPa下混氣比隨進口壓力變化的趨勢如圖5和圖6所示，出口壓力4.00kPa下混氣比隨著進口壓力的升高從0.23增大至1.03，出口壓力3.00kPa下從0.37增大至1.07，結合圖3、圖5和圖6中的曲線可以看出，在出口壓力降低的情況下，混氣比隨進口壓力升高而增大的趨勢減緩。

圖3 出口壓力5.00kPa下混氣比與進口壓力關系Fig.3 Relationship between mixing ratio and inlet pressure under outlet pressure of 5.00kPa

圖4 進口壓力0.30MPa下混氣比與出口壓力關系Fig.4 Relationship between mixing ratio and outlet pressure under inlet pressure of 0.30MPa

在進口壓力分別為0.25MPa和0.20MPa下混氣比隨出口壓力變化的趨勢如圖7和圖8所示，進口壓力0.25MPa時，混氣比隨著出口壓力的升高從1.10減小至0.83，進口壓力為0.20MPa時，混氣比隨著出口壓力的升高從1.09減小至0.59，結合圖4、圖7和圖8中的曲線可看出，隨著進口壓力的降低，混氣比隨出口壓力升高而減小的趨勢加劇。綜合考慮不同進出口壓力下的混氣比，使進口壓力在0.25～0.30MPa之間且出口壓力在4.00～4.5kPa之間能得到符合要求的混氣比。

圖5 出口壓力4.00kPa下混氣比與進口壓力關系Fig.5 Relationship between mixing ratio and inlet pressure under outlet pressure of 4.00kPa

圖6 出口壓力3.00kPa下混氣比與進口壓力關系Fig.6 Relationship between mixing ratio and inlet pressure under outlet pressure of 3.00kPa

為了直觀地表達進出口壓力對混氣比影響程度的大小，采用非線性模型曲線擬合的方法［20］，擇取混氣比隨引射壓力和出口壓力變化趨勢最大情況，分別擬合兩者與混氣比的關系曲線，擬合曲線方程依次為

根據以上擬合曲線方程可知，出口壓力與進口壓力相比，出口壓力的變化對混氣比影響程度更大。

圖7 進口壓力0.25MPa下混氣比與出口壓力關系Fig.7 Relationship between mixing ratio and outlet pressure under inlet pressure of 0.25MPa

圖8 進口壓力0.20MPa下混氣比與出口壓力關系Fig.8 Relationship between mixing ratio and outlet pressure under inlet pressure of 0.20MPa

4 結 論

（1）為保證空氣與LNG形成的混合氣的華白數處于基準氣允許置換范圍內，空氣與LNG混氣比范圍為 （47∶53）～（51∶49），燃燒勢范圍為26.92～27.76。

（2）假定引射入口直徑為6.2mm，經計算，喉管 （混合段）直徑、噴嘴直徑、引射段直徑、擴壓段出口斷面直徑、被引射氣入口直徑分別為8.3、1.8、16.7、13.2、10.9mm。噴嘴口斷面到喉部斷面的距離、混合段長度、擴壓段長度分別為14.7、50.0、39.5mm。

（3）考慮進出口單獨對混氣比的影響時，混氣比隨進口壓力的升高而增大，隨出口壓力的升高而減小；考慮進出口壓力的共同影響時，在出口壓力降低的情況下，混氣比隨進口壓力升高而增大的趨勢減緩，隨著進口壓力的降低，混氣比隨出口壓力升高而減小的趨勢加劇。

（4）為了獲得允許的混氣比，引射混合的進口壓力應維持在0.25～0.30MPa之間且出口壓力維持在4.00～4.50kPa之間。

符 號 說 明

a——噴嘴湍流結構系數，取0.078

b——混合段斷面積與擴壓段出口斷面積之比的平方，取0.16

Da——被引射氣入口直徑，mm

Dj——噴嘴直徑，mm

Dt——喉管 （混合段）直徑，mm

F——喉管斷面與噴嘴出口斷面的比值，F＝（Dt／Dj）2

fj——噴嘴口面積，mm2

fmin——噴嘴喉部面積，mm2

ft——喉管 （混合段）面積，mm2

ht——混合氣動壓頭，Pa

k——噴射氣絕熱指數

ma——被引射氣的質量流率，即空氣被引射量，kg·s－1

mj——噴射氣的質量流率，即天然氣噴射量，kg·s－1

mt——混合氣的質量流率，kg·s－1

Pa——被引射氣壓力，即大氣壓，Pa

Pd——擴壓段恢復的靜壓力，Pa

Pe——混合器供氣壓力 （進口壓力），即擴壓段出口斷面壓力，kPa

Pi——引射段空間壓力，Pa

P0——噴射氣壓力 （出口壓力），即天然氣調壓柜出口壓力或LNG經氣化調壓后壓力，Pa

QB——空氣熱值，MJ·m－3

QL——LNG的熱值，MJ·m－3

qVni——被引射氣的容積流率 （標準狀態），m3·h－1

qVnj——噴射氣的容積流率 （標準狀態），m3·h－1

Re——Reynolds數，大于3500即為紊流

SB——空氣相對密度

Si——噴嘴口斷面到喉部斷面的距離，mm

SL——LNG的相對密度

u——質量混合比

uVn——標準容積混合比，即允許置換6T天然氣的混空比上限

Va——被引射氣流速，即空氣流速，m·s－1

Vj——噴射氣流速，即天然氣流速，m·s－1

Vt——混合氣流速，m·s－1

Wn——混合氣的華白數，MJ·m－3

Wt——引射段空間修正系數，取1.23

XL——LNG的體積比例

Yj——綜合參數

Z——綜合數

β——噴射壓力比

βe——臨界壓力比

Δ——管壁內表面的當量絕對粗糙度，鋼管一般取0.1mm

ε——壓力比值，取1.28

λ——混合段摩阻系數

μ——一次空氣吸入流量系數，取0.88

νt——混合氣運動黏度，m2·s－1

ξe——擴壓段的流動阻力系數，相應于擴壓段進口斷面動壓頭，取0.05

ξm——混合段的流動阻力系數，取0.15

ξt——混合段局部阻力系數

ρi——被引射氣入口段密度，即空氣密度，kg·m－3

ρj——噴射氣噴嘴出口密度，kg·m－3

ρni——被引射氣標準狀態下的密度，kg·m－3

ρnj——噴射氣標準狀態下的密度，kg·m－3

ρt——引射段段末密度，kg·m－3

ρ0——進入噴嘴前的噴射氣密度，即天然氣處于調壓柜出口壓力狀態下或LNG經氣化調壓后的密度，kg·m－3

φj——噴嘴流速系數，一般取φj＝0.85

φm——混合段中動量平均流速與體積平均流速之比，取1.02

ψ——被引射氣經引射器入口的壓降系數。一般ψ＝0.98～0.99，對Pa＞0.1013MPa的情況可取ψ≈1.0

ψ2——擴壓段靜壓恢復系數

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