注氢位置对天然气高压调压阀内部流场的影响

贾冠伟, 许未晴, 李 睿, 孙 晨, 安永伟, 蔡茂林

(1.河南大学 物理与电子学院, 河南 开封 475004; 2.北京航空航天大学 自动化科学与电气工程学院, 北京 100191;3.国家管网集团科学技术研究总院, 河北 廊坊 065000; 4.国家电投集团科学技术研究院有限公司, 北京 102209;5.气动热力储能与供能北京市重点实验室, 北京 100191)

引言

温室气体排放量急剧增加,碳中和逐渐成为全球共识[1]。超过130个国家将于2050年实现碳中和,覆盖全球80%的人口及90%的生产总值[2]。2021年10月,中共中央国务院发布《关于完整准确全面贯彻新发展理念做好碳达峰碳中和工作的意见》,将于2030年实现碳达峰、2060年实现碳中和[3],推动并建立低碳经济体系。在碳中和的目标下,可再生能源蓬勃发展,但其波动性的属性导致能源浪费。

利用不稳定的可再生能源制氢是利用可再生能源的一种有效途径[4]。氢气的大量制取导致了产氢地与用氢地严重不匹配[5]。相比长管拖车、集装管束等方式,管道输送可大幅度降低大流量、长距离氢气输送成本,提升供气量[6]。由于纯氢管道建设周期长、投资高,国内已建成的纯氢输送管道才400 km,仅能实现局部地区的氢气输送[7]。由于我国天然气管网长度高达116000 km,将氢气注入在役天然气管网进行输送是目前氢气大规模、长距离、低成本输送的有效过渡形式。多个国家已经开展天然气掺氢的工业实践,荷兰Sustainable Ameland项目[8]于2008年开展氢气掺入天然气管网的研究,以纯天然气管道为对照,研究天然气掺氢后对管道造成的影响,氢气体积分数最高达到12%。法国GRHYD项目[9]将掺氢天然气应用于公共运输部门,评估并验证掺氢天然气面临的技术问题,氢气比例最高达到20%。2018年国家电投集团开展国内首个天然气掺氢示范项目[10],取得了突破性的进展,该项目以10%的掺氢比稳定运行一年,为工程设计提供理论依据和实践经验。

为研究氢气的掺入对整个在役天然气管网设备产生氢脆的可能。许未晴等[11]对掺氢天然气输送系统中的压缩、输送、储存、终端等装置进行氢脆总结,重点分析了管道氢脆的影响因素。在役天然气管网距离长、设备多的条件下,氢气的掺入势必会改变管网内气体的流动特性及气体浓度分布。TONG S等[12]分析了在役天然气系统的供气、管网类型、气体循环等条件,最终才能确定掺氢天然气的比例。TABKHI F等[13]提出天然气管网数学框架,计算及参数优化后得出向天然气中添加氢气会极大降低传输效率,最大可添加氢气含量为6%。ELAOUD S[14]研究了氢气注入天然气会带来更高的瞬态压力和环向应力并影响天然气管道强度。吴嫦[15]在立管装置中发现掺氢天然气在重力作用未发生分层现象,但其内在机理并未说明。安永伟等[16]仿真分析得出掺氢天然气的T型管在管径35倍处内有明显分层及变径左壁面易发生氢气聚集。KUN H等[17]利用氮气置换输气管道气体,发现湍流相比层流可促进气体置换,气体混合长度随管长、管径、速度、背压和温度的增加而增加。KONG M等[18]使用混合单元为3个,扭转角为120°的螺旋静态混合器对掺氢天然气进行混合,得到变异系数最小,压损影响较小,掺混效果最好的效果。

国内外对于掺氢天然气的研究主要集中在材料氢脆、热值调控、工质分层、混合置换效果等方面,缺少对掺氢天然气管网内关键部件内部的流动特性及气体浓度分布分析。由于数量众多、流速剧烈变化、压力急剧下降、气体流动状态复杂等特性,调压阀是天然气输送系统的重要部件之一。通过改变调压阀阀门的开度,将压力从上游高压降低至稳定的下游低压,保证安全及在下游处实现连续稳定供气[19]。然而,氢气的掺入改变调压阀内气体的物理属性进而引起了调压阀内部流场的改变,如速度、压力、温度的分布。同时,调压阀多为金属材质,当氢气长时间聚集在某处,在压力、流量、温度的作用下,氢原子进入金属内部产生裂纹或结构损伤[20]。尤其是高压调压阀,由于其结构特性,更容易发生氢气聚集发生氢脆现象,且由于降压时工质的高流速特性,对高压调压阀的管壁进行冲蚀,降低调压阀寿命[21]。因此,对天然气高压调压阀内部流场的氢浓度分布进行研究,是长距离、大流量、安全输送掺气天然气的关键。注氢天然气的流体状态现在研究还不够充分,不同注氢位置对在役天然气管道及相关设备中天然气的流动状态的影响还不明确。作为在役管道的重要设备之一的高压调压阀,在氢气注入后的流体状态研究还不多,有必要围绕高压调压阀的不同位置进行注氢研究。所以,尝试从高压调压阀的前端、中端及后端三个位置,分析氢气注入后其内部气体的流场。因此,本研究对掺氢天然气的高压调压阀内部流场及氢浓度分布进行分析,可为高压天然气掺氢调压阀的设计及使用提供参考依据。

1 掺混管路模型建立

1.1 几何模型

掺氢天然气系统一般有气源(天然气、氢气),根据所需流量、温度、压力,通过PLC控制系统,控制调节装置开度,对混合气实现调节,具体布局结构示意图,如图1所示的天然气掺氢系统组成所示。为探究不同入口位置的高压调压阀中内部流场分布,使用Design modeler绘制2维模型,如图1中的调压阀部分所示,调压阀是一种常用的压力调节阀门,其简化结构如图1所示,通过阀门、节流孔两个节流元件实现流道的收缩、突扩。当气体通过节流元件时,由于有效流动横截面积的改变,会发生节流降压效应,可通过调节阀芯开度来实现不同程度的节流减压效应,从而使入口压力降至目标压力,根据压力变化特点,将高压调压阀分为高压腔室、阀门、中压腔室、节流孔、低压腔室五个部分,高压腔室左侧为甲烷入口,A型、B型、C型、D型为不同位置的氢气入口,每次仿真只选用一个氢气入口,低压腔室右侧为出口,具体参数如下:甲烷入口为16 mm,氢气入口为0.36 mm,阀门开度为0.36 mm,节流孔为4 mm,出口为20 mm。

图1 掺氢天然气系统组成及高压调压阀

1.2 数学模型

气体流动需满足连续性方程、动量守恒方程、能量守恒方程等基本控制方程。

连续性方程:

(1)

式中,ρ—— 气体密度,kg/m3

u—— 气体的流速,m/s

t—— 气体流动时间,s

动量守恒方程:

(2)

式中,τ—— 黏性剪切应力张量

p—— 静压,MPa

g—— 重力加速度,m/s2

F—— 除重力外的外部体积力,N

能量守恒方程:

▽·[u(ρE+p)]=▽·[keff▽T+(τeff·u)]

(3)

式中,E—— 能量,J

T—— 气体温度,K

keff—— 有效传热系数

τeff—— 有效黏性剪切应力张量

在天然气、氢气掺混过程符合理想气体状态方程,在压力、温度的作用下,促使掺混气体浓度、密度发生变化,理想气体状态方程:

(4)

式中,pop—— 工作压力,Pa

p—— 相对工作压力的局部相对压力,Pa

R —— 气体常数,J/(mol·K)

Yi—— 第i种气体的质量分数

Mω,i—— 第i种气体的分子质量

由于调压阀内部压力急剧下降,流速及流动状态变化明显,故需采用湍流模型进行求解,采用应用范围最广的k-ε湍流模型,该模型具有良好的适用性,鲁棒性高,且节省计算量、容易收敛,包括湍流动能方程、湍流耗散率方程。

湍流动能的输送方程为:

ρε-YM+Sk

(5)

湍流耗散率的输送方程为:

(6)

式中,μ—— 动力黏度,Pa/s

xi,xj—— 流体流动方向坐标

k—— 湍流动能,m2/s2

ε—— 湍流耗散率,m2/s3

Gk—— 由于平均速度梯度产生的湍流动能产生项

Gb—— 由于浮力而产生的湍流动能产生项

YM—— 可压缩湍流中的波动膨胀对整体耗散率的贡献

μt—— 湍流黏度

Sk,Sε—— 用户自定义源项

C1εC2εC3ε—— 常数

本研究以变异系数COV来评价混合程度,输出不同数据采集线处氢气摩尔分数,计算标准差及平均值得到变异系数。COV计算公式为:

(7)

式中,σ—— 标准偏差

c—— 采集值平均值

N—— 数据采集总数

ci—— 第i个数表示的氢气摩尔分数值

2 管路模型无关性验证

2.1 网格无关性

使用ANSYS Workbench中的Mesh模块进行流体域网格划分,由于模型较为规则,选用四边形或三角形网格法划分网格。阀门处压力梯度变化剧烈,为防止计算结果发散,同时提高计算精度,需要对阀门处网格加密,如图2所示。阀门处网格尺寸为0.01 mm,其他部分网格尺寸为0.1 mm,单元数为144319个,节点数145965个。最终网格平均质量系数为0.95,质量系数在0～1范围内,越接近1网格质量越好,标准偏差为0.11,网格质量较高,满足模型需求。

图2 网格划分模型

网格数量对Fluent仿真计算有着重要的影响。网格数量多,Fluent计算精度高,但有时多网格数量并不会提高计算精度,且会消耗大量的计算时间和计算资源。对模型进行网格无关性验证,选用合适网格数可兼顾计算精度和计算资源。以B型为代表,分析稀疏、中等、稠密三种网格划分规格下对出口氢气摩尔分数变化的影响,如表1所示。结果表明,随网格数量增加,不同网格特点对出口氢气摩尔分数的波动量很小。综合网格平均质量系数分析,由于构建模型为2维模型且结构较为规则,故三种网格特点下的网格质量都比较优异,可以忽略网格对仿真计算结果精度的影响。

表1 网格无关性验证

同时,由于高压调压阀的阀芯为圆锥形阀芯,由于模型为2维模型,故存在角度。阀门倾角以30°,45°,60°三种角度进行三组仿真,得到不同角度的压力、温度、氢气摩尔分数云图,分析结果发现,阀门开度对模型内部流场的影响较小,结果曲线十分接近,整体趋势一致。因此,选择45°的阀芯开度的高压调压阀做为掺氢天然气的流场研究分析。

3 边界条件设置

使用Fluent模块设置边界条件,采用基于压力型求解器进行稳态仿真,计算结果不随时间变化,重力为9.8 m/s2,由于气体压力、流速较高,流动状态复杂,需要选择湍流模型,本研究选择适应性最好的k-ε模型,开启组分运输,将操作压力改为0 MPa。在材料属性中添加甲烷、氢气,入口1气体为纯甲烷,入口2气体为纯氢气,两个入口为压力型入口,压力为10 MPa,出口为压力型出口,压力为1 MPa。入口1与入口2湍流参数一致,设置湍流强度为5%,湍流黏度比为10。出口设置回流湍流强度为5%,回流湍流黏度比为10。计算方法选择压力-速度耦合法,有助于模型收敛,环境温度和两种工质温度均为300 K,在仿真计算前,进行混合初始化。

天然气气源的主要成分是甲烷,含量一般在90%以上。目前,国内外研究掺氢天然气流场分析中,一般采用的是纯甲烷,证明采用纯甲烷进行天然气掺氢的研究是可行的,且能展示掺氢过程的规律。将三种不同甲烷含量(100%、 95.3%、 93.1%)的天然气进行注氢仿真,发现不同含量甲烷对压力、温度、氢气摩尔分数的影响非常小,仿真曲线较为一致。证明了高于95%摩尔分数的甲烷含量再注氢掺混过程中,对混合气体的流动特性造成的影响非常小。

同时,采用了理想气体状态方程和真实气体状态方程,对比分析了B型结构的温度、压力、掺氢比的误差。采用理想和真实气体状态方程进行仿真所得的压力、温度、掺氢比结果变化趋势一致。在压力方面,数值近乎一样。在温度方面,理想气体的温度比真实气体的温度稍高,最大误差达到13%。在氢摩尔分数方面,理想气体的氢气摩尔分数比真实气体稍高,最大误差为7%。这说明了,理想和真实气体都能真实反映注氢天然的流动特性规律。最终,A型、C型、D型也以理想气体气体状态方程为基础进行模拟仿真。

4 仿真结果分析

本研究以高压调压阀为基础,设置一个甲烷入口,四个不同位置的氢气入口,分别命名为A型、B型、C型、D型,探究不同氢气入口位置对掺氢天然气最终掺混效果的影响。由于稳态求解工质状态不随时间变化,故通过研究压力、速度、温度、氢气摩尔分数等物理参数的分布,来研究调压阀内部流场的流动状态、流动特性及氢浓度分布。

四个模型的压力分布云图,如图3所示。分析发现压力在阀门处下降最为明显,降压比在2.5以上。该降压属于节流降压,当气体工质流经突缩管时,由于有效流动横截面积突然减小,气体流动加速,压力能转化为动能,产生压力损失,达到稳定下游压力的目的。通过阀门后,B型、C型、D型的压力从10 MPa下降至1 MPa,在低压腔室中维持稳定压力。在A型中,虽然气体通过阀门后产生压降,但由于模型A氢气入口在阀门后方,且入口氢气压力为10 MPa,导致中压腔室处压力高于其他模型,达到4 MPa,在进入节流孔后压力下降至1 MPa,后续维持恒定压力。

图3 压力分布云图

气体流场温度分布是调压阀重要参数。从图4中发现A型、B型、C型、D型的最低温度分别为109, 86, 94, 92 K,均高于氢气结霜点14 K(小于14 K氢气凝结成固体),故不会发生结霜现象,降低高压调压阀性能。模型B、C、D温度最低点出现在阀门后的位置,当工质从阀门流出时,压强降低, 有效流动横截面积突然增加,导致气体体积增加,发生膨胀降温。分析模型结构发现,气体流动横截面积增加主要发生在阀门、节流孔后方,由于模型A氢气入口位于阀门后方,综合压力分布云图分析发现,相较于其他三种模型,模型A的中压腔室压力较高,因此气体在通过节流孔后温度达到最低。此外,在节流孔出口处,模型B、C、D的温度也发生降低,但相比阀门处变化较小。

图4 温度分布云图

以温度最低的B型为例,改变阀门开度做4组仿真,结果如图5所示,随着阀门开度的减小,调压阀内的最低温度也逐渐降低。本研究并非单一工质,分析氢气分布云图发现,两种气体在阀门前就已经混合,混合气体的液化温度会提高。且温度最低点出现在阀门后方,所占区域较小,离开该区后周围温度迅速提升到液化温度以上,不涉及掺氢天然气的液化过程,无需考虑液化对流场内部的影响。此部分内容证明了阀门开度与掺混后气体温度的变换规律,不涉及天然气或氢气液化过程。

图5 不同阀门开度条件的温度分布云图

分析四个模型的速度分布云图发现,阀门处速度较高,但节流孔处速度波及范围大,扰动较高,如图6所示。B型、C型、D型的最大速度主要出现在阀门和节流孔后,工质有效流动横截面积增加和压力下降导致工质膨胀,膨胀促使气体加速,速度在1300 m/s以下。A型最大速度远大于其他模型,当工质通过阀门膨胀加速后,在氢气入口处与氢气气流发生碰撞,两股气流掺混后出现一个高速区,中心速度达到2064 m/s。

四个模型的H2摩尔分数云图,如图7所示。由于A、B、C、D四种类型氢气入口所处位置不同,分别位于阀门前后,综合压力分布云图、速度分布云图可知,不同位置氢气入口受到的压力、速度不同,因此不同位置氢气入口充入的氢气也不一致, 导致出口处氢气摩尔分数相差较大。四个模型的H2摩尔分数云图,如图7所示。出口处H2摩尔分数分别为78%,32%,4%,8%。

A型是在阀门后进行掺混,由于速度、压力较大,大多数甲烷无法通过管路进入低压腔室进行掺混,导致氢气摩尔分数较高。分析B型、C型、D型发现,B型氢气入口距阀门较近,出口处氢气摩尔分数较高,C型氢气入口距阀门较远,氢气摩尔分数较低,该结果表明随着距离的增加出口处氢气摩尔分数逐渐降低,故最佳掺混模型为D型,氢气摩尔分数在出口处达到8%,符合天然气掺氢的要求,在安全范围内,但均匀度有待提高,后续可通过增加气体扰动等方式促使两种工质进行混合。

图8为壁面剪切应力云图及局部放大图。四个类型壁面剪切应力最大处均位于阀门左壁面,进入阀门前气体流动方向垂直向上,阀门倾角为45°,与气流方向不一致。进入阀门后气体向上流动冲击左壁面,故左壁面受到的剪切应力最大。由于阀门开度很小,气流冲击左壁面后反弹到右壁面,对右壁面进行冲击,因此右壁面受到的剪切应力仅次于左壁面,为避免阀门损坏,后续可通过改变气体流动方向或阀门倾角降低阀门所受壁面剪切应力。相比阀门其他壁面所受剪切应力较小,安全系数较高。

为更进一步分析不同氢气入口产生的影响,取高压腔室、阀门、中压腔室、节流孔、低压腔室中心线,以此线长L为量程,绘制并分析COV、湍动能、湍流耗散率、速度曲线图。

选定7个截面数据采集线,分别位于中压腔室中部,节流孔进、出口位置,低压腔室中部及进出口位置,四个模型出口处COV分别为0.09,0.28,0.21,0.25,如图9所示。A型的COV远低于其他模型,但结合氢气摩尔分数云图发现,并非混合均匀使其COV较小,由于氢气入口在阀门后,氢气凭借其较高的压力、速度将甲烷挡住,使得大部分甲烷无法参与混合,因此A型的COV虽然低但没有参考意义。同理,C型的氢气摩尔分数仅为4%,结合图7发现甲烷较多,氢气摩尔分数变化不明显,导致COV很小,也没有参考意义。D型在氢气摩尔分数云图中变化较为明显,且氢气摩尔分数适中,COV为0.2,混合均匀度较高。

图9 不同截面数据采集线COV

由图10可得,A、B型的湍流耗散率峰值均出现在氢气入口位置,两股气流交汇产生涡流,湍流耗散率增加,模型A的湍流耗散率在62 mm处达到峰值4×1010m2/s3。C、D型规律较为一致,氢气入口位置偏低,且氢气入口比甲烷入口小,在高压腔室内多分布为甲烷,因此对湍流耗散率的影响较小,湍流耗散率比A型小了10倍以上。

图10 沿中心线湍流耗散率分布

湍动能峰值主要出现在中压腔室左侧及进入节流孔处,如图11所示。A型在62 mm处达到最大值79988 m2/s2,更大的湍动能促进混合,但停留时间会减少。较长的停留时间改善了混合,与湍流动能的作用相比,停留时间在混合中起着更重要的作用。B、C、D型湍动能虽低,但混合效果较高。湍动能主要和平均速度、湍流强度有关,在110 mm处,虽然速度较低,但仍出现一个峰,说明此处即低压腔室中部湍流强度较大。

图11 沿中心线湍动能分布

分析图12发现,四个类型的整体速度趋势具有一致性。唯一差别在50～60 mm处,即阀门出口处,由于A型压差小,并未出现较大速度,B、C、D型压差比在10以上,出现加速区,同时也验证了速度云图。此后趋势一致,A型在60 mm处达到峰值2010 m/s,变化最为剧烈,远高于其他模型。在80～100 mm处出现一段加速区,这是在节流孔内部,并于节流孔出口达到第二个峰值,之后速度不断降低,从低压腔室后半段开始加速,在出口处达到第三个峰值。

图12 沿中心线速度分布

对比分析上述云图及曲线图发现,D型具有最佳的氢气摩尔分数,出口处氢气摩尔分数为8%,在掺氢天然气管道所要求的安全范围内。四个模型壁面剪切应力均在阀门处达到最大,故相比其他部件位置,阀门处更易长时间受到应力冲击导致损坏。相比A型,D型湍动能较低,较低湍动能带来更长的停留时间,且整体速度也小于A型,故可更充分的进行混合,因此D型具有最佳的混合效果,COV达到0.25,因此最佳掺混结构为D型。

5 结论

为研究天然气管道内临氢部件的流动特性和掺混效果,以不同的掺氢入口位置为变量构建高压调压阀模型并进行数值模拟仿真,得到压力、温度、速度、氢气摩尔分数等物理参数及反映其掺混均匀度的COV和湍流强度的耗散率及湍动能的变化规律及最佳掺氢入口位置。

(1) 综合四个类型掺氢入口调压阀分析发现,压力损失主要出现在阀门处,从10 MPa下降到2 MPa以下,降压比在2.5以上。压力下降导致气体出现膨胀降温,由于高压差和有效流动横截面积的变化,气体在出阀门和节流孔后形成喷射流,速度达到最高;

(2) 由于气体流动方向与阀门方向存在夹角,壁面剪切应力峰值出现在阀门左壁面处,长时间的冲击可能导致阀门处出现损坏,后续可通过改变气体流动方向或阀门倾角降低阀门所受壁面剪切应力;

(3) 最佳掺氢结构为D型,该类型在出口处氢气摩尔分数为8%,在掺氢天然气管道所要求的安全范围内。B型出口处氢气摩尔分数达到32%,超出最大掺混范围,且COV最高,说明混合效果一般,不符合要求。A、C型的COV较低,但分析云图发现A、C型中甲烷或氢气并未大量混合,COV虽然较低但意义不大。D型的COV为0.25,混合均匀度较高,后续可通过其他方式继续降低COV,增强掺混效果。