0 引言
某燃气－蒸汽联合循环机组在调试期间启动燃气轮机(以下简称燃机)时，经常发生天然气在干式低氮氧化物燃烧器DLN(Dry low NOx)小室内天然气管道中燃烧的事故，致使DLN小室内天然气滤网被烧毁，且滤网碎片进入燃烧喷嘴内部，导致燃烧不稳定，对滤网表面氧化物进行分析，得出滤网表面至少遭受810.90 K高温灼烧。最后拆除所有天然气喷嘴返厂检修，使建设工期延长2个月，导致基建成本上升。
天然气着火是一个非常复杂的过程，国内外很多学者对此进行了深入研究。Andrew P.Kelley等人［1］对点火临界直径进行了研究，认为试验测得的点火能量与理论值有15%的误差;E.L.Petersen等人从甲烷点火动力学出发，对点火延时时间及中间产物进行了研究，并对低温点火的影响因素做了详细分析［2］;Jilin.han及 Dagaut P等人对天然气燃烧最小点火能量及电极半径对点火的影响进行了研究［3－4］;程国俊、李格升等人通过研究热渗透层厚度，对非稳态传热第1类边界条件进行求解［5－6］，此方法有利于计算机编程求解;杨明等人［7］对自燃的延滞时间及温升进行了研究;袁义东等人［8］对高压气藏天然气的拟对比压缩系数的数值解法进行了研究。本文对天然气在管道内燃烧的机制进行研究，找出引起燃烧故障的原因，在基建过程中提前做好防范措施，避免此类事故再次发生。
1 系统简介
前置站出口到速比阀(SRV)之间的天然气管道如图1所示，燃机停机后，安全关断阀(SSOV)和SRV关闭，排空阀1打开，使SSOV和SRV之间的天然气泄压，当燃机再次启动时，排空阀1关闭，SSOV打开。由图1可见，排空阀1上部管道并未设计成如排空阀2上部管道样式。天然气的密度约为空气密度的0.5倍，当排空阀1打开时，在重力的作用下，空气会从排空阀1上部流进管道内部，在管道内部形成空气－天然气混合物。SSOV和2个排空阀为气动阀，开关速度较快，当启机时，SSOV前为2.5～2.8 MPa的天然气，SSOV 与 SRV 之间为 0.1 MPa的燃气－空气混合物，当SSOV打开时，SSOV与SRV之间管道内的混合气体受到前面天然气的快速压缩，由于天然气管道外部有保温层，且SSOV开关速度相当快，所以混合气体的压缩过程可近似认为是绝热压缩过程。
图1 天然气管道简图
Fig.1 Natural gas pipeline sketch
2 天然气的氧化燃烧机理
甲烷和氧气发生氧化燃烧反应时，并不是直接生成水和二氧化碳，而是经过一系列的中间链式反应，中间链式反应总共有200多个［9］，中间反应产物包括 C2H2，HO2，HC—CO，C2H5，C，H2O2，CH2OH，CH，C2H，OH2，CH2，CH3O，HCO，CH2(S)等。
甲烷燃烧反应的速度受浓度、温度及压力影响，温度、压力越高，反应速度越快。在本文的研究范围内，只有浓度变化对结果的影响较大，所以重点对浓度进行分析。
由甲烷燃烧方程式
可得甲烷燃烧反应速度计算式［10］
式中：χA为甲烷体积分数;k为速度常数;w为燃烧反应速度;R为气体常数;T为天然气的热力学温度;p为混合气体压力。
由此可计算出甲烷与空气的体积比为0.293∶3.367(氧气的体积分数为1 －0.293=0.707，氧气在空气中的体积分数为0.210)，即天然气中甲烷的体积分数为91.8%，从而可算出天然气－空气混合气体中天然气的体积分数为8.7%。在不考虑温度、压力的情况下，在此比例下天然气的反应速度最快。
3 甲烷事故着火原因
甲烷的事故着火原因一般有以下3个：
(1)静电;
(2)达到甲烷的着火温度，甲烷自燃;
(3)管道内存在其他易燃物，由其他易燃物着火引起甲烷着火。
下文分别从以上3个方面分析，找出引起甲烷在管道内着火的原因。
3.1 静电方面
在发生事故后，总承包方组织各单位技术人员检查各法兰金属搭线及接地线，发现法兰金属搭线及接地线完好，所以静电并非此事故的原因。
3.2 达到甲烷着火温度引起自燃
从事故分析可知，混合气体的压缩近似绝热压缩过程，且由于此过程进行得很快，在压缩过程中2个阀门之间的混合气体与纯天然气之间的传质传热很小，2种气体之间的传质传热主要在压缩过程完成后进行，所以本文假设在压缩期间2种气体无传热传质现象。
阳建平、Hall KR 等人［11－12］对几种计算天然气压缩因子的经验公式DPR(Dranchuk-Puruls-Robinson)法、DAK(Dranchuk-Abu-kassem)法、HY(Hall-Yarbough)法、HTP(Hankinson-Thomas-Phillips)法进行比较，推荐使用DPR法计算天然气的压缩因子，此关系式的适用范围经阳建平验证后扩展至1.05≤Tpr≤3.00，0.10≤ppr≤15.00，此经验公式(见式4)的计算结果与Standing-Katz图版的最大误差小于1.5%。
式中：T pr为拟对比温度
压力;A1=0.315062 37;A2=-1.046709 90;A3=-0.57832729;A4=0.53530771;A5=-0.61232032;A6=-0.10488813;A7= 0.681 570 01;A8=0.68446549;ppr及Tpr均为无量纲参数。
其中的dpr为隐式方程，所以压缩因子方程(4)需要迭代求解，步长为0.0001，当2次迭代结果差值的绝对值小于0.000 1时，计算结束，计算结果见表1。
由表1可见，在压力为 0.1 MPa＜p＜3.0 MPa、温度为323.15K＜T＜873.15K时，天然气及空气的压缩因子都在1左右，其中压力为3.02MPa、温度为323.15 K时，误差最大为3.7%，在本文的计算范围内和理想气体的性质基本一致，所以在下面的计算中用理想气体的状态方程来计算各参数。
首先计算天然气、空气混合气体的比定压热容、折合气体常数，再用比定压热容及折合气体常数计算出比定容热容，进而推出不同工况下的绝热压缩系数。
混合气体比定压热容计算公式［13－14］为
混合气体折合气体常数
混合气体比定容热容
绝热压缩因子
式中：Z为压缩因子(偏差系数);cp为比定压热容;Rg为气体常数。
式中：γmix为混合气体的绝热压缩因子，cpi为第i种气体的比定压热容，cVi为第i种气体的比定容热容。
根据以上公式及甲烷、空气物性，计算混合气体在不同压力、不同体积分数、不同温度下的绝热压缩因子，结果见表2。
由表2可见：在压力、天然气与空气的体积比不变的情况下，混合气体绝热压缩系数随着温度的升高而降低，这主要是因为混合气体的比定压热容随温度的上升速率大于比定容热容的上升速率;在温度、天然气与空气体积比不变的情况下，绝热压缩系数随着压力的增加而增加，这主要是由于随着压力的增大单位体积内混合气体的物质的量越多;当温度、压力不变时，绝热压缩因子随着甲烷体积分数的增加而减小，这主要是因为随着甲烷体积分数的增加，混合气体中天然气的体积分数增大，混合气体的物理性质约接近天然气的物理性质，而天然气的绝热压缩因子小于空气的绝热压缩因子。
表1 天然气压缩因子计算结果
Tab.1 Natural gas compression factor calculation results
表2 不同体积分数下天然气-空气混合气体的绝热压缩因子
Tab.2 Adiabatic compression factors of natural gas-air mixture at different volume fractions
再由绝热压缩公式(10)计算压缩后的温度，用插值法编程计算，计算结果如图2所示。混合气体压缩后的温度随着天然气体积分数的增加而减小，这主要是因为随着天然气与空气体积比的增加混合气体的绝热指数减小所致，所以管道内空气的体积分数越低压缩后的温度越低。
式中：T2为压缩后温度;T1为压缩前温度;p2为压缩后压力;p1压缩前压力;γ为绝热压缩指数。
天然气在空气中的最低燃点为1053.15 K。由图2可见，当天然气体积分数在爆炸下限(体积分数为5.0%)时，压缩到最高压力 2.8 MPa时，温度达到779.15 K;当天然气体积分数为50.0%时，压缩到最高压力后的温度为659.15 K;当混合气体在燃气反应速度最快的体积分数(8.7%)时，压缩到最高压力后的温度为765.15 K。以上温度都远远低于天然气的自燃温度，所以，此燃气电厂天然气在管道内爆燃不是由混合气体绝热压缩至天然气的自燃点引起的。
3.3 管道内存在其他易燃物，由其他易燃物着火引起甲烷着火
图2 不同天然气体积分数下混合气体被压缩到2.8 MPa时的温度分布曲线
Fig.2 Temperature distribution curve when the mixed gas was compressed to 2.8 MPa under different natural gas volume fractions
V.V.Leschevich等人［15］将氧气和氮气的混合物装进激波管内，激波管的表面未清理，气体未过滤，然后将混合气体压缩到1.7 MPa，温度为930.00 K时，用高速照相机拍摄到了燃烧现象，如图3a所示。此科研团队将激波管及活塞进行了彻底清理，氧气及氮气用80 nm的滤网进行过滤，又进行了同样的试验，同样用高速相机拍摄试验结果，但未发现燃烧现象，如图3b所示。
V.V.Leschevich等人认为第1次试验时，激波管内存在活塞密封圈磨损的残渣或是由氮气或氧气从气瓶带进激波管的残渣，所以发生了燃烧现象;而第2次试验时，由于对设备进行了清理，并对气体进行了过滤，所以未发现燃烧现象。
图3 V.V.Leschevich等人对O2/N2混合气体压缩试验结果
Fig.3 Results of O2/N2mixed gas compression tests made by V.V.Leschevich，et al.
由V.V.Leschevich等人的试验可见，当气体中存在可燃颗粒时，气体的温度大于气体中可燃颗粒的燃点时，可燃颗粒将会燃烧。
本项目燃气电厂共有3台燃机，且燃机为双燃料系统(天然气、柴油)，在调试过程中，首先以天然气为燃料进行燃机调试，同时对燃油管道进行循环冲洗。燃机周围经常出现柴油泄漏现象，且现场一直处于施工状态，期间燃机区域的空气中布满柴油颗粒及其他易燃物质颗粒，当燃机停机后，如图1所示的排空阀1、排空阀2打开，由于排空阀1并未设计成阻止空气进入的结构，所以，携带柴油颗粒及其他易燃物质的空气流进天然气管道和天然气混合成易燃富氧气体。在下次启机时，由于绝热压缩，使易燃富氧混合气体温度升高，达到柴油自燃点(柴油的燃点只有493.15 K左右)，柴油微粒燃烧，进而引燃管内的天然气，使混合气体在管内燃烧，但管内空气毕竟有限，当空气耗尽时，燃烧停止。在燃烧后期，由于较多天然气参与燃烧，造成天然气不充分燃烧，使部分甲烷转换成乙炔，乙炔缓慢分解为含碳更高的烃类和碳灰，附着在管道上。
由于滤网接近SRV阀(如图1所示)，处于压缩的末端，恰好在燃烧区域内，所以经过几次高温燃烧后，滤网烧毁。
在天然气点燃过程中，首先临界半径内必须达到最小点火能量，考虑混合气体密度变化，拟合出天然气最小点火能量半经验关系式
式中：Q min为最小点火能量;m为点火区域气体的质量;c为混合气体的比定容热容;ρ为混合气体的密度;ΔTmin为最小点火温度与当前温度之差。
马秋菊［16］等人用20 L爆炸罐在甲烷体积分数为8.5%备件下，进行了最小点火能量测试，得出在此条件下天然气的最小点火能量为0.400 mJ，用式(11)计算结果为 0.405 mJ。
由此最小点火能量计算出柴油颗粒直径为0.062 mm，这样小的柴油颗粒完全有可能在微风中从排放口进入天然气管道。
4 天然气点火理论模型
建立球形点火燃烧模式［17］，在最开始阶段，在临界半径内，柴油微粒燃烧释放的热量将天然气－空气混合物加热到天然气自燃点，引燃天然气混合物，释放出的热量再用于加热未着火的天然气及燃烧后的产物。热扰动自r=0.5 mm处开始，向半径方向纵深发展。在微小的时间范围内，边界温度扰动对物体的影响只限于微小的深度范围内0＜r＜δ(τ)，在r＞ δ(τ)的区域内，混合气体维持初温不变，无热量传递，即在 δ(τ) 处
所示。
由于点火机理十分复杂，为了便于计算，对点火及燃烧过程进行以下假设：
(1)由第2节压缩因子计算可知，混合气体可看做理想气体，所以假设混合气体为理想气体。
图4 热渗透层示意
Fig.4 Thermal penetration model sketch
(2)仅考虑导热，忽略对流及辐射换热，只考虑能量交换，忽略燃烧后的产物及未燃气体间的质量交换。
(3)忽略气体粘度、冲击力的影响。
(4)由于管道直径远远大于最开始燃烧时热核直径，计算过程中仅考虑半径方向的导热、生成热对温度的影响。
能量方程
式中：Q·为热源项;λ为混合气体的导热系数;τ为微元时间;r为球体的半径;ρ为混合气体的密度。
通过球面的热流密度方程
式中：Q为单位体积混合物燃烧后释放的热量;r为球体的半径;t w为燃烧后界面的初始温度;ti混合气体的温度。
求解过程中，首先计算出本时层在微小时间段是否把d r处的可燃气体加热到甲烷的自燃点，同时计算各半径处的温度，如果未将可燃气体加热到自燃点，进入下一时层增加加热时间，使界面上通过更多的热量，直至温度达到自燃点，然后计算微元体积所释放的热量，并重新计算燃烧后产物的温度，再进入下一个半径处进行计算，以此类推。计算式时间步长为0.01 ms，半径步长为0.10 mm，计算结果如图5所示。
当火焰中心温度维持在天然气的自燃温度以上时，证明点火成功;当火焰中心温度小于自燃温度时，证明火焰熄灭。由图6可见，当天然气首次被点燃后，火焰中心温度持续大于天然气自燃温度。
图5 火焰中心温度随时间的变化曲线
Fig.5 Flame center temperature changing with time
在最开始的0.2 ms内火焰中心的温度上升最快，这主要是因为，这个时层是天然气首次燃烧，燃烧热全部用来加热微小球体的燃烧产物，随着时间的增加，燃烧放出来的热量一部分需要加热新的天然气，一部分需要加热已经燃烧过的天然气;另一方面，在计算时未考虑气体受热膨胀也导致温度上涨过快。天然气体积分数为8.5%，时间到达0.7 ms左右时，火焰中心维持在2506.00 K左右;天然气体积分数在10.0%左右，时间达到1.2 ms时，火焰中心温度维持在3510.00 K左右。
图6为燃烧半径随着时间的变化规律曲线，由图6可见，随着时间的增加，燃烧半径持续增大，在0.024 s，火焰扩散至管道壁面出。
图6 燃烧半径-时间变化曲线
Fig.6 Combustion radius changing with time
5 结束语
由分析可见，此项目天然气在管道内着火的原因为，由于排空阀1设计不合理，导致携带柴油颗粒及其他易燃物质的空气进入天然气管道，经过压缩后，达到柴油燃点，进而引燃管内的天然气。
在以后的蒸汽－燃气联合循环施工项目中，尤其是双燃料机组，燃机的燃气排放阀一定要设计成阻止空气流入结构，最好是在此管道上安装逆止阀，阻止空气进入天然气管道。在燃油管道循环冲洗过程中，如果出现泄漏，要及时处理，清理泄漏出的燃油，避免此类事故再次发生。
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