基于DMP模型与Realizable k-ε湍流模型的煤炭地下气化高温产出气喷淋降温分析*

赵桓祯，王建军，周 圣，张 超，任相羿，杨晨娟

（1.西安石油大学机械工程学院，西安 710065；2.中国石油集团工程材料研究院有限公司石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室，西安 710077；3.中国石油长庆油田分公司第一采气厂，陕西靖边 718500）

0 引言

近些年来，煤炭地下气化技术（UCG）的发展给我国煤炭资源的利用提供了新方法，成为了我国能源领域的重要研究方向之一。煤层经氧化还原反应形成的高温煤气在进入生产井时，其最高温度能够接近900℃。在此温度下，现行API套管强度难以满足使用工况，对井筒的安全性及密封性造成严重威胁。为此，需采用喷淋注水工艺对高温气体进行降温，从而降低井筒整体温度，准确预测流体温度分布，为后续煤气化生产井井身设计提供依据。

随着CFD（计算流体力学）技术的发展，采用数值计算方法对流体换热问题进行数值模拟的研究越来越多，余清远等[1]对高温热管内气液两相流进行了传热特性分析；邓小叶等[2]对波节管内流体的温度分布进行了模拟，分析了波峰直径、弧形段长度对流体传热特性的影响；张朋等[3]利用有限元软件对密闭容器内液氮相变传热特性进行模拟。王文松等[4]采用数值模拟的方法，对壳式换热器内流体温度与流动状态进行分析。王军等[5]采用数值模拟计算方法对海底管道内试压海水温度场的变化及其引起的压力变化。闫明宇等[6]对两相闭式虹吸管在不同蒸发段的壁温、充液率下的传热效率进行了数值模拟。王常斌等[7]采用数值计算的方法计算了埋地热油管道沿程温降，分析了管道埋深、管道半径、管道流量、保温层以及非稳态对管道传热的影响。王永兴[8]对两股流体的流动情况及混合时两种流体的流动情况进行了模拟。游江等[9]利用有限元法对逆流密闭式冷却塔填料区的膜状流动用滴状流动近似模拟。

本文采用有限元分析法，首先建立流体模型，对煤气化生产井产内流体温度场进模拟，随后改变喷淋液体质量流量、喷淋锥角、雾化粒子直径与喷淋周期，探讨各参数对高温气体降温效果的影响。

1 数学模型

本文在建立模型时做出如下假设[10-13]：（1）湍流模型选用Realizablek-ε湍流模型；（2）忽略喷淋管内液体换热并且忽略流体温度对流体物理性能的影响；（3）雾化模型采用滴液破碎模型；（4）喷嘴模型选用压力旋流喷嘴；（5）所有壁面均认为是绝热且无滑移壁面。

对于连续相流体来说，考虑其温度变化与组分变化，其控制方程如下[14]。

（1）连续性方程：

（2）动量守恒方程：

（3）能量方程：

（4）忽略化学反应的发生，组分方程为：

（5）输运方程：

（6）离散相颗粒的运动方程为：

式中：ρ为连续相流体密度，kg/m3；u、v、w为速度矢量在x、y、z方 向 上 的 分 量；μ为 动 力 黏 度，Pa·s；S u、S v、S w为x、y、z方向上的广义源项；c p为定压比热容，J/（kg·K）；k为流体的传热系数；S T为黏性耗散项；c s为组分s的体积浓度，%；D s为组分s的扩散系数；f i（i=x,y,z）为附加加速度项；为连续相速度，m/s；-→为颗粒速度，m/s；ρp为颗粒密度，kg/m3；f D为曳力函数；

2 数值计算

2.1 物理模型及网格划分

考虑煤气化生产井实际井身结构，生产套管选用外径7 inch，壁厚12.65 mm的P110套管柱。图1所示为喷淋管处产出气体流经区域几何模型，其流体区域结构尺寸如表1所示。将模型简化为二维对称模型并进行结构化网格划分，面网格采用四边形网格划分，边界网格划分方式采用数量定义，生长比率为1，图2所示为局部网格模型示意图，共划分网格155 000个，节点157 081个，网格平均质量0.99 812，符合计算要求。

图1 几何模型

图2 局部网格模型

表1 几何模型结构参数

2.2 求解设置

本文采用基于压力的求解器、瞬态、湍流模型选择Realizabek-ε模型，选用标准壁面函数处理近壁面区域，在求解控制中，同时开启能量方程、组分输运模型和离散相模型；压力-速度耦合方式采用SIMPLE算法，对流相全部采用Second Order Upwind模式[15]。

2.3 边界条件设置

（1）入口：入口类型采用Velocity-inlet，速度大小定为75 m/s，温度为900℃，离散相BC类型为reflect。

（2）出口：出口类型采用Pressure-outlet，回流温度为25℃，离散相BC类型为escape。

（3）壁面：壁面类型为绝热无滑移壁面，离散相BC类型为reflect。

3 结果与讨论

3.1 流体温度场分析

图3所示为在质量流量为0.1 kg/s、喷淋锥角45°、粒子半径为1 mm时不同喷淋时间下产出气体温度场分布情况。由图可知，产出气体温度在0.2 s内降温迅速，由于喷淋液体在换热过程中不断吸热，高温气体与液体之间温差逐渐缩减，换热效果逐渐降低，导致高温气体在喷嘴处降温效果最为明显，温度可降至200℃以下；而壁面处降温效果最差，经充分换热后气体温度仍在600℃左右。由于粒子之间相互碰撞、气液两相之间相互干扰、气体组分变化等因素的影响，造成流场内流体的不规则运动，使得高温气体温度在一定区间内上下波动，不能达到稳定不变。

图3 流体温度场

3.2 质量流量对降温效果的影响

为分析质量流量对降温效果的影响，在其他条件相同的情况（粒子直径1 mm、喷淋锥角45°、连续喷淋）下分别对质量流量为0.05 kg/s、0.1 kg/s和0.15 kg/s下流体温度场进行模拟。图4所示为0.2 s时各质量流量下套管内壁面处气体温度与模型出口处气体温度的分布，由图可知，当质量流量为0.05 kg/s时，壁面处气体温度最低为785℃，出口处气体温度最低为温度为653℃；当质量流量增大到0.15 kg/s时，壁面处气体的最低温度可降至390℃，出口处气体温度最低为358℃。增大质量流量在显著提高降温效果的同时也提高了对高温气体的降温速率；同时，在较大的质量流量下，出口处的温度分布区间明显减小。

图4 喷淋质量流量对降温效果的影响

3.3 喷淋锥角对降温效果的影响

图5所示为在相同条件（质量流量0.1 kg/s、粒子直径1 mm、连续喷淋）下不同喷淋锥角下0.2 s时壁面处气体温度与出口处气体温度的分布，由图可知，在较小的喷淋锥角下，增大喷淋锥角几乎对降温效果没有任何影响，当喷淋锥角达到40°以上时，增大喷淋锥角会对降温效果有小幅度影响：在40°喷淋锥角下，最低壁面温度为589℃；当喷淋锥角增大到60°时，壁面温度最低降至为542℃；同时，当喷淋锥角由30°增大至60°时，其开始降温深度由1 158 mm升高至1 088 mm，降温深度减少约6%。

图5 喷淋锥角对降温效果的影响

3.4 雾化粒子直径对降温效果的影响

图6所示为不同雾化程度下壁面处气体温度分布与出口处气体温度分布。由图可知，在其他条件（质量流量0.1 kg/s、喷淋锥角45°、连续喷淋）一定的情况下，当提高雾化程度以减小粒子直径时，壁面与出口处气体的降温效果会显著增大。当喷淋液体被雾化为3 mm直径粒子时，壁面温度最低为821℃；当粒子直径雾化到1 mm时，壁面处气体温度最低可降低至557℃；对于出口气体温度分布来说，当粒子直径由3 mm降低至2 mm时，出口处气体最低为温度由607℃升高至617℃，但当继续增大雾化程度后，出口处气体最低温度将会随之降低。由此可知，较大的粒子直径会在喷淋初期有较强的降温效果，但较小的粒子直径将会提高整体降温效果。

图6 粒子直径对降温效果的影响

3.5 喷淋周期对降温效果的影响

为讨论喷淋周期对降温效果的影响，图7（a）所示为在质量流量0.1 kg/s、粒子直径1 mm、喷淋锥角45°时不同喷淋周期（0.002 s间隔、0.004 s间隔和0.005 s间隔）下和0.05 kg/s、粒子直径1 mm、喷淋锥角45°下的连续喷淋情况壁面处气体温度分布。由图可知：在其他条件一定的情况下，连续喷淋降温仅能使壁面温度最低降至785℃；而采用周期性喷淋降温时壁面温度最低可达到716℃。图7（b）为在质量流量0.2 kg/s、粒子直径1 mm、喷淋锥角45°时不同喷淋周期（0.004 s间隔、0.005 s间隔和0.01 s间隔）下壁面处气体温度分布，同质量流量0.1 kg/s、粒子直径1 mm、喷淋锥角45°下的连续喷淋情况做对，结果表明，当喷淋周期为0.01 s时，可达到更好的降温效果。另外，较大的喷淋周期将会导致部分高温气体不能充分换热，使得壁面温度会有一定程度上升。

图7 喷淋周期影响下的壁面处气体温度分布

4 结束语

（1）本文分析不同参数下喷淋注水对煤炭地下气化生产井内产出气体降温效果的影响，结果表明喷淋液体的质量流量对降温效果的影响最大，其次为雾化粒子直径和周期性喷淋方式的影响，而喷淋锥角对降温效果的影响并不明显。建议选取0.2 kg/s质量流量、45°以上喷淋锥角、1 mm左右雾化粒子半径、0.01 s周期性喷淋等参数对生产井筒进行降温。研究成果为煤炭地下气化喷淋参数的选取提供了技术依据。

（2）通过对比周期性喷淋方式与连续喷淋方式下壁面温度分布情况可以确定：在总注水量一定的情况下，适当的周期性喷淋可以显著提高对产出气体的的降温效果。但随着喷淋周期间隔的增大，部分高温气体不能充分降温，导致温度会在一定程度上增高，不同工况下的喷淋周期的选取尚需做进一步研究。

（3）考虑到煤气化生产井井下工况复杂，对于雾化喷头及整体喷淋系统的建设还需进行实物实验，以佐证本文结论的可靠性及可行性。