Laval噴管設(shè)計及在天然氣液化中的應(yīng)用研究

楊 文，曹學(xué)文

(中國石油大學(xué)(華東) 儲運與建筑工程學(xué)院，山東 青島266580)

Laval噴管設(shè)計及在天然氣液化中的應(yīng)用研究

楊 文，曹學(xué)文

(中國石油大學(xué)(華東) 儲運與建筑工程學(xué)院，山東 青島266580)

提出通過超聲速噴管使氣體在高速流動條件下急劇膨脹而產(chǎn)生的低溫效應(yīng)液化天然氣。結(jié)合雙三次曲線法、BWRS真實氣體狀態(tài)方程、圓弧加直線方法及邊界層黏性修正進(jìn)行Laval噴管的設(shè)計，對噴管內(nèi)甲烷氣體的流動及液化過程進(jìn)行研究，并分析入口溫度、壓力及背壓對甲烷氣液化過程的影響。研究結(jié)果表明：氣體在噴管內(nèi)流動達(dá)到超聲速并導(dǎo)致低壓低溫，促使氣體液化；入口溫度的降低或入口壓力的升高能促進(jìn)氣體液化，但過低溫度(低于170 K)將使氣體進(jìn)入固相區(qū)，同樣，提高壓力時，由于比熱比增大，當(dāng)壓力增大到2.5 MPa時也將使氣體進(jìn)入固相區(qū)，阻礙氣體的液化；隨著背壓的升高，激波將進(jìn)入噴管內(nèi)，減弱或破壞氣體的液化過程。利用超聲速旋流分離器液化天然氣時，應(yīng)盡可能地回收壓力能并保證激波不進(jìn)入噴管和旋流分離段內(nèi)。

天然氣液化；噴管；超聲速；數(shù)值計算

液化天然氣(Liquefied Natural Gas，LNG)的體積只有氣態(tài)天然氣的1/625左右，因此，采用LNG的形式對天然氣進(jìn)行儲存、運輸及合理利用都具有十分明顯的優(yōu)越性，對于天然氣遠(yuǎn)洋貿(mào)易，海上天然氣、頁巖氣和煤層氣的開發(fā)以及天然氣調(diào)峰等都具有重要的應(yīng)用價值。

超聲速旋流分離技術(shù)最早應(yīng)用于空調(diào)中，空氣加壓后以超聲速流經(jīng)管道，將水從空氣中分離出來[1]。而后，ENGO石油公司與Twister BV公司將此技術(shù)引入石油天然氣行業(yè)，應(yīng)用于天然氣加工處理領(lǐng)域，由于超聲速旋流分離器具有結(jié)構(gòu)緊湊、安全可靠(無旋轉(zhuǎn)部件)等特點而被廣泛關(guān)注，國內(nèi)西安交通大學(xué)[2]、大連理工大學(xué)[3]、北京工業(yè)大學(xué)[4-5]、中國石油大學(xué)(華東)[6-7]等均開展了將其應(yīng)用于天然氣脫水、脫重?zé)N等方面的數(shù)值模擬及實驗研究工作。在超聲速旋流分離器中，氣體從亞聲速段流經(jīng)喉部進(jìn)入擴(kuò)張段內(nèi)，可形成低溫低壓區(qū)，利于氣體的液化。本文提出利用超聲速旋流分離器進(jìn)行天然氣的液化，并研究了其可行性。LNG中一般要求甲烷含量達(dá)到83%以上，因此，利用商業(yè)軟件FLUENT研究了甲烷氣體單組分在Laval噴管內(nèi)的流動過程，并結(jié)合NIST提供的甲烷氣體飽和性質(zhì)數(shù)據(jù)[8]分析其液化過程。

1 Laval噴管設(shè)計

擬將氣體在高速流動條件下急劇膨脹所產(chǎn)生的低溫效應(yīng)應(yīng)用到天然氣液化中，利用超聲速旋流分離器來實現(xiàn)這一目的，其結(jié)構(gòu)示意圖見圖1所示。氣體進(jìn)入噴管后在Laval噴管中被加速至超聲速，形成低溫低壓區(qū)域，促使氣體液化，液相被旋流分離，氣相從噴管出口排出。

氣體液化過程主要發(fā)生在Laval噴管中，Laval噴管可分為穩(wěn)定段、亞聲速收縮段、喉部及超聲速擴(kuò)張段4個部分[9-12]。①穩(wěn)定段：直徑與喉部直徑有關(guān)，理論認(rèn)為穩(wěn)定段直徑與喉部直徑之比越大越好，本文將該比值取為7～8之間，穩(wěn)定段長度取為喉部直徑的10倍左右；②收縮段：采用雙三次曲線法設(shè)計，該方法使得流場過渡自然，渦流較小，可在收縮段出口處獲得均勻氣流；③喉部：天然氣在超聲速噴管中的流動屬于低溫范疇，采用真實氣體狀態(tài)方程BWRS對氣體熱力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行計算，以進(jìn)行喉部設(shè)計；④擴(kuò)張段：采用圓弧加直線的設(shè)計方法進(jìn)行設(shè)計。邊界層黏性修正，認(rèn)為邊界層位移厚度沿軸向線性發(fā)展，線性修正角取為0.5°。

圖1 用于天然氣液化的超聲速旋流分離器結(jié)構(gòu)示意圖

在入口壓力2 MPa、入口溫度170 K、標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下5 000 m3/h流量的工況進(jìn)行噴管設(shè)計，噴管型面及其參數(shù)分別見圖2、表1。

圖2 噴管型面

表1 噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)

2 Laval噴管內(nèi)流場計算理論基礎(chǔ)

2.1 流動控制方程組

甲烷氣體在噴管內(nèi)流動，遵循質(zhì)量守恒、動量守恒及能量守恒方程，控制方程組如下：

(1)

(2)

(3)

其中：ρv為氣體密度；ui、uj為速度分量；p為壓力；T為溫度；μ為黏度；δij為Kronecker delta數(shù)；E為氣體總能；keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)；τeff為有效應(yīng)力張量。

2.2 計算方法

利用FLUENT計算Laval噴管內(nèi)甲烷氣體流動過程。

(1)為閉合流動控制方程組，需選用合適的湍流模型，本文采用k-ω模型。k-ω模型適用于墻壁束縛流動，且適用于可壓縮流體流動。

(2)噴管中的氣體流動屬于高速可壓縮流動，采用密度基方法進(jìn)行求解；流動控制方程、湍流動能方程、湍流耗散率方程均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散。

(3)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，考慮到邊界層的影響，對邊界層進(jìn)行局部加密。為排除數(shù)值計算結(jié)果對于網(wǎng)格劃分的依賴性，逐步加密網(wǎng)格，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，分別對3 864、7 733、12 834、19 085、40 117網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行計算，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于12 834時計算結(jié)果變化很小，選定計算網(wǎng)格數(shù)為12 834。

(4)低溫甲烷氣體已偏離理想氣體，采用NIST真實氣體模型計算密度、比熱、黏度、導(dǎo)熱系數(shù)等物性參數(shù)。

(5)對于邊界條件，噴管進(jìn)口設(shè)置為壓力進(jìn)口，出口設(shè)置為壓力出口，固壁設(shè)置為無滑移、無滲流、絕熱邊界。壓力入口指定總壓、靜壓、總溫、湍流參數(shù)。對于超聲速流動，因所有流動參數(shù)將從內(nèi)部外推得到，故而壓力出口不進(jìn)行相應(yīng)設(shè)置，對于改變背壓情況，壓力出口指定靜壓、回流總溫及湍流參數(shù)。

3 Laval噴管特性研究

3.1 甲烷氣液化過程

利用Fluent軟件，依據(jù)流動控制方程組及所選取計算方法，計算噴管內(nèi)甲烷氣體流動參數(shù)。甲烷氣體在流動過程中，當(dāng)溫度低于當(dāng)?shù)貕毫?yīng)飽和溫度時將發(fā)生液化。圖3為噴管中心軸線處馬赫數(shù)、靜溫及靜壓分布情況。從圖中可以看出，隨著氣體在噴管內(nèi)的流動，氣體流速逐漸增大，在噴管入口處時為亞聲速流動，跨越喉部(x=0.327 96 m)后變?yōu)槌曀倭鲃樱瑖姽艹隹谔庱R赫數(shù)可達(dá)到2.13；同時，氣體的高速膨脹導(dǎo)致低溫、低壓的產(chǎn)生，在噴管出口處壓力為2.09×105Pa(對應(yīng)飽和溫度為121.25 K)，溫度為99.91 K，出口處溫度低于當(dāng)?shù)貕毫?yīng)的飽和溫度21.34 K，甲烷氣體將發(fā)生液化。此處數(shù)值計算的入口壓力為2 MPa、入口溫度170 K。

圖3 噴管中心軸線處馬赫數(shù)、靜溫及靜壓分布

3.2 入口溫度、壓力對甲烷氣液化過程的影響

隨著入口溫度及壓力的改變，甲烷氣體在噴管內(nèi)流動過程的p-T性質(zhì)將發(fā)生變化，從而影響其液化過程。

保持入口壓力不變，改變?nèi)肟跍囟?，分析入口溫度對于超聲速噴管?nèi)液化過程的影響。圖4所示為不同入口溫度下噴管內(nèi)p-T曲線與甲烷氣體飽和曲線。從圖中可以看出，入口溫度越高，噴管內(nèi)氣體所能達(dá)到的溫度越高，壓力分布基本不發(fā)生變化，從而導(dǎo)致進(jìn)入液相的區(qū)域越小，當(dāng)入口溫度升至220 ℃時，甲烷氣體已基本不能發(fā)生液化。也即入口溫度的降低將促進(jìn)甲烷氣體的液化。但值得注意的是，入口溫度過低，將有可能使氣體越過液相區(qū)而進(jìn)入固相區(qū)(如圖5所示)，阻礙氣體的液化。因此，對于用于氣體液化的噴管，其入口溫度存在最優(yōu)范圍。研究結(jié)果表明，入口壓力為2 MPa時，所設(shè)計噴管最優(yōu)入口溫度范圍為170～220 ℃。

圖4 不同入口溫度噴管內(nèi)p-T曲線

圖5 甲烷單組分相圖及噴管內(nèi)p-T曲線

圖6所示為不同入口壓力下噴管內(nèi)p-T曲線與甲烷氣體飽和曲線。從圖中可以看出，入口壓力越低，噴管軸線處所能達(dá)到的壓力越低，溫度分布變化較小，從而導(dǎo)致進(jìn)入液相的區(qū)域越短，當(dāng)入口壓力降至0.5 MPa時，甲烷氣體已基本不能發(fā)生液化。即壓力的升高可促進(jìn)甲烷氣體的液化。但研究過程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)保持入口溫度不變，提高入口壓力至某一值時將使噴管出口溫度過低而進(jìn)入固相區(qū)，從而對于甲烷液化過程起不到促進(jìn)作用。也即是，對于固定出口馬赫數(shù)噴管，當(dāng)提高入口壓力時應(yīng)相應(yīng)提高入口溫度(圖7所示為各壓力下最低入口溫度)，以保證超聲速旋流分離器的正常運行。發(fā)生這一現(xiàn)象與甲烷氣體比熱比有關(guān)，當(dāng)壓力提升時其比熱比增大，噴管內(nèi)氣體溫降及壓降變大，當(dāng)壓力增大到某一值時氣體將跨過液相區(qū)進(jìn)入固相區(qū)， 阻礙氣體的液化。同樣，對于用于氣體液化的噴管，其入口壓力也存在最優(yōu)范圍，壓力過低將導(dǎo)致氣體不能液化，過高將有可能使得氣體進(jìn)入固相區(qū)阻礙氣體液化。研究結(jié)果表明，入口溫度為170 K時，所設(shè)計噴管最優(yōu)入口壓力范圍為0.4～2.5 MPa。

圖6 不同入口壓力噴管內(nèi)p-T曲線

圖7 不同入口壓力下最低入口溫度

3.3 背壓對甲烷氣液化過程的影響

保持噴管入口參數(shù)不變，改變背壓，研究背壓對氣體液化的影響。定義噴管壓比為背壓與入口靜壓的比值，圖8、圖9分別為不同壓比情況下噴管內(nèi)壓力、溫度分布，分別計算了壓比為0.2、0.4、0.6、0.8 的情況。從圖中可以看出，當(dāng)壓比為0.2時，在噴管內(nèi)未有激波產(chǎn)生，隨著壓比的增大，噴管內(nèi)產(chǎn)生激波(使得壓力、溫度突變)，且隨著壓比的增加，激波產(chǎn)生的位置向噴管入口移動，其突升時的壓力、溫度更高，不利于氣體的液化。圖10為各壓比情況下噴管內(nèi)p-T曲線與甲烷氣體飽和曲線。從圖中可以看出，壓比為0.2時其流動及液化過程未受到影響，當(dāng)激波進(jìn)入噴管后，將使得壓力、溫度向著飽和曲線移動，從而減弱或破壞噴管內(nèi)的液化過程。應(yīng)用超聲速旋流分離器進(jìn)行天然氣液化分離，難以將氣體完全液化，干氣將從氣體出口排出，為減少能量損失，應(yīng)將壓力能回收。超聲速旋流分離器結(jié)構(gòu)中(見圖1)，在噴管后還有旋流分離段及擴(kuò)壓段，就是為了盡可能地回收壓力能并保證激波不進(jìn)入噴管和旋流分離段內(nèi)破壞液化環(huán)境。

圖8 不同壓比情況下噴管內(nèi)壓力分布

圖9 不同壓比情況下噴管內(nèi)溫度分布

圖10 不同壓比情況下噴管內(nèi)p-T圖與甲烷氣體飽和曲線

4 結(jié) 論

(1)入口溫度的降低或者入口壓力的升高，將促進(jìn)甲烷氣體的液化。但當(dāng)入口溫度過低時，將有可能使得氣體越過液相區(qū)而進(jìn)入固相區(qū)，妨礙氣體的液化過程；同時，隨著壓力的升高，由于比熱比的增大，也有可能使得噴管出口溫度過低而進(jìn)入固相區(qū)。

(2)增大壓比，將使得激波進(jìn)入噴管內(nèi)，減弱或者破壞噴管內(nèi)氣體的液化過程。對于超聲速旋流分離器，應(yīng)盡可能地回收壓力能并保證激波不進(jìn)入噴管和旋流分離段內(nèi)。

(3)為了解甲烷氣體在噴管內(nèi)具體液化情況，需結(jié)合液滴生成及生長理論，進(jìn)一步分析其在噴管內(nèi)的自發(fā)凝結(jié)情況，這是該課題下一步的研究工作。

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責(zé)任編輯：董 瑾

2014-09-29

國家自然科學(xué)基金項目“基于流體高速膨脹特性的天然氣液化機(jī)理研究”(編號：51274232)；國家自然科學(xué)基金項目“基于超音速膨脹過程的天然氣脫CO2過程機(jī)理研究”(編號：51406240)

楊文(1987-)，男，博士研究生，主要從事多相流及油氣田集輸技術(shù)研究。E-mail：yangwen112006@163.com

1673-064X(2015)02-0075-05

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