杨　文, 曹学文, 王　迪, 王　强, 陈洪雨

(1. 中国石油大学 储运与建筑工程学院, 山东 青岛 266580; 2. 中国石油工程建设公司 北京设计分公司, 北京 100101;3. 中国石油工程建设公司 苏丹分公司, 北京 100120)



提高喷管内天然气液化效率的方法

杨文1, 曹学文1, 王迪1, 王强2, 陈洪雨3

(1. 中国石油大学 储运与建筑工程学院, 山东 青岛 266580; 2. 中国石油工程建设公司 北京设计分公司, 北京 100101;3. 中国石油工程建设公司 苏丹分公司, 北京 100120)

摘要：结合气、液相流动控制方程组,利用数值模拟计算,研究了利用非均质凝结及两级超声速旋流分离装置以提高天然气液化效率的可行性。结果表明,非均质凝结过程中,外界核心的存在能够有效降低气体凝结过程中的自由能障,促进液滴的凝结及生长;随着外界核心浓度的增大或外界核心半径的减小,喷管内自发凝结过程逐步被抑制,非均质凝结逐步占据主要地位;外界核心浓度的增大有利于凝结过程的发生,同时外界核心半径不能过大,外界核心半径大于1×10-7m时,不发生非均质凝结。外界核心浓度为1×1017/kg、外界核心半径为1×10-9m时,出口湿度较自发凝结过程湿度增加82.17%,提高了喷管内天然气液化效率。结合流量函数方法,设计了第1级超声速旋流分离装置的扩压段,在此基础上设计了两级液化过程,其综合湿度为0.107,较第1级单独使用时提高155.13%,较第2级单独使用时提高31.98%。两级液化装置较单级液化装置有更好的天然气液化效果。

关键词：超声速; 喷管; 非均质凝结; 两级; 数值模拟

超声速旋流分离技术最早用于空调行业,后推广应用于天然气处理过程——天然气脱水、脱重烃。国内较多学者开展了相应的研究工作。Liu等[1-8]提出了一种新型超声速旋流脱水分离装置,采用数值模拟及室内实验研究分析了超声速分离管内气体凝结流动过程及该装置脱水性能;邱中华等[9-13]提出了一种锥芯超声速旋流分离装置,数值计算分析了旋流分离器内气体凝结流动过程,并结合室内实验研究了其分离性能;Wen等[14-21]提出了一种包含中心体的先旋流后膨胀超声速旋流分离装置,采用数值模拟研究分析了该装置内气体旋流特性、凝结特性、颗粒分离特性及扩张特性等,结合室内实验,评价了其脱水性能。在此研究基础上,孙恒等[22-23]、Wen等[24]提出将超声速旋流分离装置应用于天然气液化过程,将气体在高速流动条件下急剧膨胀所产生的低温效应应用于天然气液化领域,但均仅从宏观上分析了该方法的可行性。其后,杨文等[25]结合液滴凝结、生长模型研究了旋流分离器内气体流动过程、液滴凝结、生长等热力学过程,但研究结果表明,喷管出口处的液化率较低,低于10%。因此,有必要研究提高液化率的方法。

马庆芬[12]曾提出采用外加凝结核心的方法增大凝结液滴尺寸,从而提高超声速旋流分离装置的液化分离性能,并对空气-乙醇体系开展了实验研究;蒋文明等[26]也曾研究了非均质成核对于水蒸气凝结流动的影响,认为在匹配的外界核心半径和浓度下可促进凝结。同时,超声速旋流分离装置具有节流阀、膨胀机、兰克管等所不具有的优点——可通过扩压段进行升压,回收压能继续用于液化过程。基于以上两点分析,结合数值模拟计算,笔者研究分析了两种促进天然气液化方式——外加凝结核心(非均质凝结)、两级超声速旋流分离液化的可行性。

1凝结数学模型及超声速旋流分离内流动凝结数值计算方法

1.1数学模型

基于欧拉双流体模型,建立了非均质凝结过程气、液相流动控制方程组,当非均质凝结参数取为0时,该方程组可表述自发凝结过程。

气相流动控制方程组如式(1)～(3)所示,液相流动控制方程组如式(4)～(8)所示。源项表达式为式(9)～(13)。式(4)～(13)中的mhom和mhet可由式(14)～(15)计算,出口处湿度为Yhom与Yhet之和,见式(16)。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

Sm=-(mhom+mhet)

(9)

Su=-(mhom+mhet)ui

(10)

Sh=(mhom+mhet)(hlg-h)

(11)

SY-hom=mhom

(12)

SY-het=mhet

(13)

(14)

(15)

Yall=Yhom+Yhet

(16)

1.2模型选用、计算方法及收敛判据

选用k-ω模型作为湍流模型,选用NIST真实气体状态方程作为气体状态方程。

采用密度基方法对方程进行求解,各方程(流动控制方程组、湍流动能方程、湍流耗散率方程)均采用二阶迎风格式进行离散。

将各残差小于1×10-3、能量残差小于1×10-6、进出口质量流量(入口气相质量流量与出口气相与液相质量流量之和)相对误差小于0.5%作为收敛判据。

1.3喷管结构、网格划分及边界条件

1.3.1喷管结构

所设计喷管为轴对称型喷管,由喷管入口稳定段、亚声速收缩段、喉部及超声速扩张段4部分组成,如图1所示。依据气体动力学理论,结合双三次曲线法、BWRS气体状态方程、Foelsch法及边界层进行黏性修正[29-31]设计喷管,根据不同入口参数所设计喷管结构参数列于表1。喷管1用于非均质凝结过程分析,喷管2及喷管3用于两级液化过程分析。设计过程中需用的参数有入口压力(pin)、入口温度(Tin)、入口体积流量(Qin)及出口马赫数(Maout)。

Designed parameters:For Nozzle 1,Tin=180 K,pin=2 MPa,Qin=5000 Nm3/h,Maout=2.5; For Nozzle 2,Tin=240 K,pin=7 MPa,Qin=5000 Nm3/h,Maout=2.5; For Nozzle 3,Tin=170 K,pin=2.1 MPa,Qin=4400 Nm3/h,Maout=2.5

1.3.2喷管网格划分

采用非结构化网格对喷管进行网格划分。考虑到边界层的影响,对边界层进行局部加密,并进行网格无关性验证,网格无关性验证计算结果示于图2。从图2可见,喷管1(pin=2 MPa、Tin=180 K)网格数(Nmesh)大于15310时,湿度分布基本重合;喷管2(pin=7 MPa、Tin=240 K)网格数大于5894时,湿度分布基本重合;喷管2增加扩压段时(pin=7 MPa、Tin=240 K,出口背压(pb)2.1 MPa),当网格数大于6661时压力分布基本重合,且所捕捉到的激波位置也重合;喷管3(pin=2.1 MPa、Tin=166 K)中网格数大于11452时,湿度分布基本重合。因此,最终确定喷管1的计算网格数为15310,喷管2的计算网格数为5894(增加扩压段时为6661),喷管3的计算网格数为11452。

1.3.3边界条件设置

进口设置为压力进口,出口设置为压力出口,固壁设置为无滑移、无渗流、绝热边界。

2结果与讨论

2.1喷管内非均质凝结过程分析

2.1.1外界核心浓度对凝结过程的影响

存在于气体中的外界核心可充当气体凝结过程的凝结核心,从而降低气体凝结自由能障,促进气体凝结过程。在喷管入口压力为2 MPa、入口温度为180 K条件下,外界核心半径(rd-ini)为1×10-9m时,不同外界核心浓度(Nini)下中心轴线处流动参数及凝结参数分布示于图3。从图3(a)、(b)、(c)可以看出,随着外界核心浓度的增大,自发凝结逐渐被抑制,非均质成核效果越来越明显。当外界核心浓度为1×1013/kg时,成核率与自发凝结过程相近,由自发凝结过程形成的液相湿度(Yhom)与未添加凝结核心体系液相湿度基本重合,非均质成核凝结过程形成的液相湿度(Yhet)基本为0;随着凝结核心浓度的增大,非均质成核逐渐发生,自发凝结与非均质成核现象同时存在,当外界核心浓度增大至1×1015/kg时,可明显看到自发凝结过程被抑制,Yhom与Yhet相近;当外界核心浓度足够大时,气体均在凝结核心上凝结以达到热力学平衡过程,自发凝结过程完全被抑制;当外界浓度核心增大至1×1016/kg以上时,凝结过程为非均质凝结,Yhom为0。

从图3(d)可以看出,随着外界核心浓度的增大,总体湿度增大。这是因为当外界核心存在时,能减小气体凝结所需自由能障,使其在较小过冷度的情况下就能发生凝结并直至热力学平衡状态。外界核心浓度为1×1016和1×1017/kg时,总体湿度分布相差较小,认为基本达到了平衡,再增大外界核心浓度对凝结促进效果影响不大。可以利用图3(e)(过冷度)对这一现象进行解释。外界核心浓度为1×1016和1×1017/kg时,均在较小过冷度下就已发生凝结现象,且在较小过冷度下保持凝结过程直至热力学平衡过程,1×1017/kg时非均质凝结过冷度基本接近于0 K(0.05～0.5 K),接近热力学平衡状态。

从图3(e)发现,当外界核心浓度增大至1×1015/kg时,最大过冷度并未减小,而是较0、1×1013、1×1014/kg情况有所增大。这一现象与陈红梅等[32]研究水蒸气凝结过程所发现的现象相同,她认为是在这一外界浓度情况下同时发生了自发凝结与非均质凝结现象,但由于凝结核心的不足,虽减缓了自发凝结但不足以完全抑制,仅使得凝结位置向下游移动,由于喷管型线的原因,下游膨胀率更大,导致过冷度的峰值没有减小反而增大。

从图3(f)可以看出,未添加外界核心的自发凝结过程中产生了较为微弱的凝结冲波,当添加外界核心时,凝结冲波现象逐渐消失,当外界核心浓度增大至1×1015/kg以上时,凝结冲波基本消失,抑制了自发凝结对体系流动参数的影响;当增大至1×1016/kg以上时,由于具有充足的凝结核心,气体在较低过冷度下、较早位置就已开始凝结。

2.1.2外界核心半径对凝结过程的影响

在喷管入口压力为2 MPa、入口温度为180 K条件下,外界核心浓度为1×1015/kg时,不同外界核心半径下中心轴线处流动及凝结参数分布示于图4。从图4(a)、(b)、(c)可以看出,随着外界核心半径的减小,自发凝结逐渐被抑制,非均质凝结效果越来越明显。当外界核心半径为1×10-7m时,非均质成核过程形成的液相湿度(Yhet)为0,说明此时仅发生了自发凝结;随着凝结核心半径的减小,非均质成核逐渐发生,自发凝结与非均质成核现象同时存在;因为此处外界核心浓度取为1×1015/kg,并未出现自发凝结完全被抑制的现象,但在一定的外界核心浓度情况下,随着核心半径的减小,会发生自发凝结完全抑制的现象(外界核心浓度大于1×1016/kg,半径小于1×10-9m,见2.1.1节中数值模拟结果)。

从图4(d)可以看出,随着外界核心半径的减小,总体湿度增大。当外界核心半径小于1×10-8m时,各半径情况下湿度变化较小。从图4(e)看出,过冷度并未随着半径的减小而减小。这是因为在这一外界浓度条件下,同时发生了自发凝结与非均质凝结现象,但由于凝结核心的不足,虽减缓了自发凝结但不足以完全抑制,仅使得凝结位置向下游移动,核心半径越小,自发凝结的位置越靠近下游,由于喷管型线的原因,下游膨胀率更大,导致过冷度没有减小反而增大。从图4(f)可以看出,当外界核心半径小于1×10-8m时,凝结冲波基本消失,抑制了自发凝结对体系流动参数的影响。

从以上分析可知,外界核心的存在能够有效降低气体凝结过程中的自由能障,促进液滴的凝结及生长。外界核心浓度的增大有利于凝结过程的发生,同时,外界核心半径不能过大,应小于1×10-7m。

2.1.3外界核心浓度和核心半径对出口湿度的影响

不同外界核心浓度及核心半径下,喷管中心轴线出口处湿度和湿度增长率计算结果列于表2。湿度增长率khum=|Yall-Yhet|/Yall×100%。从表2可以看出,外界核心的添加促进了气体的凝结,增大了出口湿度。外界核心浓度为1×1017/kg、外界核心半径为1×10-9m时,湿度增长率为82.17%,取得了较为明显的效果。

2.2两级超声速旋流分离装置液化过程分析

考虑到超声速旋流分离装置可通过扩压段进行升压,可回收压能继续用于液化过程这一特点,分析了两级超声速旋流分离装置串联进行液化这一方法的可行性。第1级超声速旋流分离装置中包含一扩压段进行扩压,气体从第1级流出后,经过预冷进入第2级液化装置,简单液化流程示于图5。

企业的资金收入情况与企业的规章制度与合同内容不符，资金未遵照协议内容及时归入企业的银行账户，这种情况的存在势必会对资金完整性造成影响。主要体现在以下几个方面，其一，存在多开户头行为，其二，转移收入现象普遍，其三，对闲置账户管理不善，其四，应收账款管理问题严峻，造成呆账和坏账，上述情况会导致资金完整性受到影响。

2.2.1扩压段设计

扩压管设计成具有小锥角的锥管以避免边界层分离,张角的大小一般在3°～6°之间[33],本设计取3°。扩压段结构参数由流量函数[31](见式(17))求解,所设计扩压段入口直径为15.6546 mm,出口直径为18.7598 mm,长为59.2914 mm。

(17)

2.2.2两级液化过程

以入口温度240 K、入口压力7 MPa、流量5000 m3/h为入口参数,设计出口马赫数为2.5的首级天然气超声速液化装置。该装置主要由Laval喷管、旋流分离段、扩压段等3部分组成,结合表1及扩压段数据,第1级超声速液化装置结构示于图6。因未考虑旋流分离过程,未添加旋流分离段。

(1) 压力回收能力

需保证压力回收过程不影响气体凝结液化过程,即在回收压能时所产生的激波不进入喷管内。图7为不同背压(扩压段出口压力pb)下喷管及扩压段内压力分布。从图7可知,随着pb的升高,激波逐渐向喷管方向移动,当pb>2.1 MPa时,激波即将由扩压段进入喷管扩张段内,影响天然气的液化过程。因此,将第2级入口压力取为2.1 MPa。pb为2.1 MPa时,第1级液化装置内温度分布示于图8。从图8可见,在靠近壁面处温度较高,中心轴线处温度较低,在进入第2级液化装置前需要进行预冷。第2级液化装置喷管设计见表1的喷管3所示,在压力为2.1 MPa的条件下,入口温度可低至166 K。

(2) 液化结果分析

第1级和第2级液化装置喷管内湿度分布示于图9。第1级液化装置喷管入口温度240 K、压力7 MPa,出口湿度(Y1)为0.041,气体入口质量流量(Q1)为1.82 kg/s;第2级液化装置喷管入口温度166 K、压力2.1 MPa,出口湿度(Y2)为0.081,气体入口质量流量(Q2)为1.46 kg/s。两级超声速旋流分离装置湿度(YTwo)可由式(18)计算。

YTwo=(Y1·Q1+Y2·Q2)/Q1

(18)

3结论

数值模拟研究了两种促进天然气液化方式——外加凝结核心、两级超声速旋流分离液化的可行性。研究结果表明,非均质凝结过程中,外界核心的存在能够有效地降低气体凝结过程中的自由能障,促进液滴的凝结及生长。外界核心浓度的增大有利于凝结过程的发生,同时,外界核心半径不能过大。外界核心浓度为1×1017/kg、外界核心半径为1×10-9m时,出口湿度较自发凝结过程湿度增加82.17%,提高了喷管内天然气液化率。但对于添加的外界核心种类、添加方式等还需开展进一步的研究工作。两级液化过程综合湿度为0.107,较第1级提高155.13%,较第2级提高31.98%,两级液化装置相较于单级(第1级、第2级)液化装置,能够取得更好的液化效果。

符号说明：

A——扩压段任意截面面积,m2;

Acr——喷管喉部截面面积,m2;

E——总能,J/kg;

h——气体总焓,J/kg;

hlg——凝结潜热,J/kg;

Jhom——自发凝结液滴成核率,m3/s;

k——比热比,无量纲;

keff——有效导热系数,W/(m·K);

khum——湿度增长率,%;

mhet——单位时间内单位体积非均质凝结的液体质量,kg/(m3·s);

mhom——单位时间内单位体积自发凝结的液体质量,kg/(m3·s);

Ma——马赫数,无量纲;

Maout——出口马赫数,无量纲;

Nhom——自发凝结成核液滴数目,kg-1;

Nini——外界核心浓度,kg-1;

p——压力,Pa;

pb——背压,Pa;

pin——入口压力,Pa;

q(Ma)——流函数,无量纲;

Q1——第1级气体入口质量流量,kg/s;

Q2——第2级气体入口质量流量,kg/s;

Qin——喷管入口体积流量, m3/h(标准状态);

rc——液滴临界半径,m;

rd-het——非均质凝结液滴半径,m;

rd-hom——自发凝结液滴半径,m;

rd-ini——外界核心初始半径,m;

drd-het/dt——非均质凝结液滴生长率,m/s;

drd-hom/dt——自发凝结液滴生长率,m/s;

Sm——质量源项,kg/(m-3·s);

Su——动量源项,kg/(m·s)2;

Sh——能量源项,J/(m3·s);

SY-het——非均质凝结湿度源项,kg/(m3·s);

SY-hom——自发凝结湿度源项,kg/(m3·s);

t——时间,s;

T——气体温度,K;

Tin——气体入口温度,K;

ui,uj——轴向与径向速度,m/s;

v——气相在扩压段内速度,m/s;

vcr——气相在喉部处速度,m/s;

xi,xj,xl——轴向与径向位置坐标,m;

Y1——第1级出口湿度,无量纲;

Y2——第2级出口湿度,无量纲;

Yall——湿度,包含非均质与自发凝结湿度,无量纲;

Yhet——非均质凝结湿度,无量纲;

Yhom——自发凝结湿度,无量纲;

YTwo——两级分离器出口湿度,无量纲;

δij——Kronecker delta数;

μ——气体黏度,N·s/m;

ρcr——气相在喉部处密度,kg/m3;

ρv——气相密度,kg/m3;

ρl——液相密度,kg/m3;

ρ——混合相密度,kg/m3;

τeff——有效应力张量。

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Methods of Improving the Natural Gas Liquefaction Efficiency in Nozzle

YANG Wen, CAO Xuewen, WANG Di, WANG Qiang, CHEN Hongyu

(1.CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China; 2.BeijingEngineeringBranch,ChinaPetroleumEngineering&ConstructionCorporation,Beijing100101,China; 3.SudanBranch,ChinaPetroleumEngineering&ConstructionCorporation,Beijing100120,China)

Key words：supersonic; nozzle; heterogeneous condensation; two-stage; numerical simulation

Abstract：Combined gas and liquid flow control equations, the feasibility of the heterogeneous condensation and two-stage supersonic swirling separation apparatus to improve the efficiency of liquefaction was studied by using numerical simulation. The results showed that the presence of outside core could effectively reduce the gas condensation free energy barrier and promote condensation and droplet growth during heterogeneous condensation process. With the increase of core concentration or the decrease of the core radius, the spontaneous condensation inside the nozzle was gradually suppressed and the heterogeneous condensation gradually occurred. The increase of core concentration was conducive to the occurrence of condensation, when the core radius could not be larger than 1×10-7m, to keep the heterogeneous condensation occur. The outlet humidity of heterogeneous condensation was increased by 82.17%, compared to spontaneous condensation, when the core concentration was 1 × 1017/kg and the core radius was 1×10-9m. Combined with flow function method, the diffuser of first stage supersonic cyclone separation device and two-stage liquefaction process were designed. The liquefaction rate of two-stage liquefaction process was 0.107, the growth rate was 155.13% and 31.98%, respectively, compared to the humidites of the first stage and the second stage. Two-stage liquefaction process was more effective for natural gas liquefaction.

收稿日期：2015-12-10

基金项目：国家自然科学基金项目(51274232)、国家自然科学基金青年基金项目(51406240)和山东省自然科学基金青年基金项目(ZR2014EEQ003)资助

文章编号：1001-8719(2016)02-0277-12

中图分类号：TE86

文献标识码：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.02.008

第一作者： 杨文，男，博士研究生，从事多相流及油气田集输技术方面的研究

通讯联系人： 曹学文，男，教授，博士，从事多相流及油气田集输技术方面的研究；E-mail:caoxw2004@163.com