T型天然氣管道摻氫輸送流動特性數值模擬研究

王 帥，楊成功，周 海，牛蓓媛，李建寧，羅婷婷

（1.延安大學 石油工程與環境工程學院；2.延安市油氣高效管輸與流動保障工程技術研究中心，陜西 延安 716000）

氫能作為一種清潔高效且適用范圍廣泛的能源媒介，是連接傳統化石能源與可再生能源的重要紐帶，在當前能源產業的進展中具備關鍵性地位［1-3］。然而氫氣的輸送一直是制約氫能產業鏈發展的難題。將氫氣與天然氣摻混，利用在役天然氣管道及其輸配管網進行輸送，是目前可實現安全、高效、大規模和長距離輸氫至終端用戶的最佳潛在方式。但我國現役長輸管道以鋼管為主，尤其是中高壓管道，氫氣的摻入將使之更容易發生氫損傷［4］。且由于天然氣與氫氣在物理化學性質方面存在著差異，向天然氣中摻氫輸送將對輸氣系統管道水力熱力特性和管道安全等方面造成極大影響［5-6］。

目前，國內外學者關于天然氣摻氫輸送進行了一系列研究，李敬法等［7］采用文獻調研，回顧與分析了近年來國內外摻氫天然氣管道輸送的主要方向研究進展；周慧等［8］采用數值模擬的方法研究了純氫與摻氫天然氣的節流特性，并建立了三段式節流系數預測新方法；周軍等［9］采用沃泊熱值指數、A.G.A指數、韋弗指數3種判定方法分析了氫氣和天然氣的互換性，明確了滿足天然氣互換性要求的最大摻氫比例；劉嘯奔等［10］針對摻氫天然氣管道，研究了氫與管材、焊縫和非金屬材料相容性等3個管道完整性評價關鍵問題；胡瑋鵬等［11］通過Fluent軟件建立了三維埋地純氫/摻氫天然氣管道泄漏模型，分析了多種因素對其泄露的影響；陳珂等［12］研究了天然氣管道摻氫輸送對離心壓縮機氣動性能和穩定工作范圍的影響；張佩穎［13］和于子龍等［14］研究了天然氣組成分析標準和物性計算標準在摻氫條件下的適應性。以上文獻多集中于天然氣摻氫過程摻混熱值、摻混比例及輸送安全方面的研究。

然而，氫氣和天然氣密度差異可引起流動分層，使氫氣在管道中濃度分布不均，在局部形成氫氣的聚集，影響摻氫管道流動狀態的復雜性與輸送的安全性。劉翠偉等［15］建立了摻氫天然氣混合模型，研究管道停輸和管道流動工況的氫氣摩爾分數變化，得出摻氫天然氣摩爾分數分布規律；朱紅鈞等［16］剖析了均勻摻入不同摩爾分數氫氣的起伏天然氣管道停輸后氣體靜止分層的過程。但對于天然氣摻氫后混氣均勻性、天然氣管路中氫氣低速區和氫氣聚集區的報道較少。安永偉等［17］對T型摻混管路和10種變徑摻混管路進行數值模擬研究，可對天然氣摻氫在管道中流動的氫濃度分布和管道變徑選取提供參考。本文基于以上研究，針對輸氣系統管道水力熱力特性與管道安全，采用Simdroid和Fluent平臺，模擬研究管道規格、流速、摻氫比、慘氫方式、管道壓力等多種因素下的天然氣-氫氣的摻混效果，以明確不同條件下天然氣摻氫后混氣均勻性、氫氣低速區和聚集區，從而為隨動摻氫控制，開發快速、高效摻混工藝提供參考與依據。

1 模型的建立與分析

1.1 摻混管路模型

為研究天然氣-氫氣摻混過程及影響因素，參照國家電投朝陽天然氣摻氫示范項目管網的尺寸［18］，并根據流體力學中相似原理，構建了本文的T型摻氫管道模型，如圖1所示。主管道內徑為100 mm，摻氫點上游為1 000 mm，下游為10 000 mm，氫氣摻混管路位于主管道上方，垂直于主管路，管內徑為30 mm，長度為1 000 mm。在摻混點下游設有5 個采樣截面，假設主管道入口介質為純甲烷（天然氣的主要成分），摻氫管道入口介質為純氫氣，管道的運行參數如表1所示。

表1 T型管道摻氫運行參數

圖1 T型管道示意圖

1.2 數學模型建立

天然氣和氫氣在摻混過程及在管道流動中的連續性方程為

其中，ρ為氣體的密度；u為氣體的流速；t為流動時間。

摻混過程及在管道流動中的動量方程為

其中，p為靜壓；F為除重力外的外部體積力；τ 為黏性剪切應力張量。

對于動量方程，討論壓力的邊界條件，認為除了重力外沒有其他體積力。模擬分析中，混合氣的出口屬于開放邊界流場，處于未受擾動狀態，即速度梯度為0。因此動量方程簡化為

在邊界處有（-?p+ρg→）·n→f=0，即壁面邊界與開放邊界類似，均有

鑒于摻混流動總是處于湍流狀態，采用標準k-ε湍流模型模擬湍流輸運特性。摻混過程及在管道流動中的能量方程為

其中，E為能量，T為溫度，keff為有效傳熱系數，τeff為有效黏性剪切應力張量。

摻混流體包含多組分，通過求解第i個組分的組分輸運方程，可以獲得每個組分的質量分數Yi。其中組分輸運方程為

其中，Ri為燃燒反應導致的凈生成率，Si為從分散相產生的凈生成率。Ji是第i組分的質量擴散通量，在湍流中的質量擴散通量為

其中，SCt是湍流Schmidt 數，默認數值為0.7；μt是湍流黏度。

其中，Di，m為在混合氣體中第i種氣體組分的質量擴散系數；Xi為第i種氣體的摩爾分數；Di，j為氣體混合物的溫度常數或多項式函數。

由于天然氣摻氫的過程中，天然氣和氫氣遵循理想氣體狀態方程，由于壓力、流量的變化，其摻混氣體的濃度或密度相應變化為

其中，pop為摻混氣體的工作壓力；p為相對于pop的局部相對壓力；R為氣體常數，MW為氣體的分子量，T為氣體的溫度。

1.3 網格剖分

仿真模擬天然氣和氫氣摻混并在管道中流動時，流體分析的計算精度取決于網格的密度。通常情況下，網格密度越大，仿真結果精度就越高，為保證后續流體分析的精確性，通過設置不同網格尺寸10、15、20 mm 進行網格無關性驗證，最終設置網格尺寸大小為20 mm。

同時為提高網格的精度，準確地模擬邊界處的精細物理細節，進行邊界層設置，設置邊界層層數為8，增長率為1.05，首層厚度為0.3 mm；為更好反應兩種氣體摻混時的流動狀態，對模型的連接處進行體加密，選擇體類型為圓柱體，細化等級為1，起終點以及加密半徑均與設定參數進行綁定；為了保證進出口模擬結果，對其施加面控制，最終生成網格，并進行網格檢查，其網絡總數為67 324個，如圖2所示。設置組分輸運模型，對進出口以及壁面的邊界條件進行設置，詳細的計算模型選擇和離散格式，如表2所示。

表2 計算模型選擇與離散格式表

圖2 網格劃分結果

2 結果討論

2.1 T型摻氫管道氣體流動特性

采用Simdorid對T型摻氫管道進行仿真模擬，氣體摻混后管道軸向天然氣摩爾分數云圖如圖3A 所示。由于摻混氣體氫氣具有更輕的質量，相比天然氣，支管和主管路的速度大小和方向均不同，因此在T型摻混管路中，氫氣主要分布在主管路上半部分。為更清晰觀察到天然氣摻氫的摻混效果，并保證模擬的準確性，采用Fluent 進行模擬驗證得到氣體摻混后天然氣摩爾分數云圖如圖3B 所示?？芍猄imdroid 與Fluent 的仿真結果一致，相互印證，仿真結果準確可靠。

圖3 氣體摻混后管道軸向截面天然氣摩爾分數云圖

為分析氣體參混后T 型摻混管內流速分布、氫氣低速區，運用Fluent 與Simdroid 軟件進行模擬分析，得到管道橫截面速度分布云圖如圖4 所示。由圖4 可知，由于天然氣和氫氣的速度大小、方向均不相同，在管道交界處發生摻混，兩股氣體交匯處，出現一個速度3 m/s 左右的區域，即局部放大圖的紅橙色區域；而在紅色區域右側靠近壁面位置，出現一個速度低于0.5 m/s的區域，即局部放大圖的藍色聚集區域，隨著摻混的進行，在距離摻混中心200 mm 左右的距離處，該區域消失。此后主管路中心速度維持在1.6 m/s左右，由于管壁的阻力作用越靠近管壁速度越低。

圖4 T型管道氣體摻混后速度云圖

為準確分析摻混過程中氫氣濃度分布情況，建立T型摻混管道摻混后軸向截面氫氣摩爾分數云圖，如圖5A所示?？芍茌敋怏w僅在距摻混中心2 m范圍內管道上方出現較為明顯的分層，寬度占據1/3管徑左右，摻混處氫氣摩爾分數最高，在90%以上。隨著摻混距離的增加氫氣摩爾分數和濃度逐漸降低，在距摻混中心4～8 m的范圍內氫氣摩爾分數大約為10%，到達管道終點時氫氣摩爾分數小于10%。

圖5 氣體摻混后管道軸向和橫截面氫氣摩爾分數云圖

為進一步分析氫氣在摻混管道中的濃度分布狀態，建立了指定橫截面（Z1-Z5）氫氣摩爾分數云圖，如圖5B 所示?？芍诰嚯x摻混中心2 m 的位置混合氣已經基本混合均勻，但在管道上方仍然存在一個氫氣濃度較高的區域，約為20%，在距離摻混中心4、6、8、10 m 的位置處均未出現明顯分層現象。

通過量化氫氣濃度，分析摻混后氫氣摩爾分數分布曲線，如圖6 所示。發現從摻混處至管道末端（Z1-Z5）5個截面處氫氣的摩爾分數逐漸降低，其中摻混處管道上方氫氣摩爾分數最高，約為19%，管道末端氫氣摩爾分數最低，約為4%，隨著摻混距離的增加，管道橫截面處氫氣摩爾分數跨度也逐漸減小，反映了管內氣體混合度逐漸增加。表明了氫氣聚集區的分布情況，可為天然氣管道快速、高效摻氫摻混工藝提供理論依據。

2.2 摻氫比對摻混效果的影響

為更清晰觀察摻氫比對天然氣摻氫摻混效果的影響，將摻氫比由10% 增大為20%，采用Simdorid 模擬建立氣體摻混后天然氣摩爾分數云圖，如圖7 所示。采用Fluent 繪制氣體摻混后管道軸向氫氣摩爾分數云圖，如圖8A 所示?？芍邼舛鹊臍錃猓柗謹荡笥?0%）主要集中在距摻混中心200 mm 的管道中上部。當摻氫比由10%增大至20%時，管內中上部氫氣摩爾分數明顯增加，氫氣的分層現象也更為顯著，寬度占據主管道的1/2 左右。摻混處氫氣摩爾分數最高，在90%以上，氫氣摩爾分數隨著摻混距離的增加而減小，在距摻混中心4～8 m 的范圍內氫氣摩爾分數在10%～20%范圍內，到達管道終點時氫氣摩爾分數小于10%。指定管道截面氫氣摩爾分數分布如圖8B 所示，可知摻氫比為20%時，距離摻混中心2 m 的位置仍會觀察到明顯分層現象，混合氣在距離摻混中心3.5 m 左右的位置開始混合均勻，因而在距離摻混中心4、6、8、10 m 的位置處均未出現明顯分層現象。

圖7 氣體摻混后天然氣摩爾分數云圖

圖8 氣體摻混后管道軸向和橫截面氫氣摩爾分數云圖

通過量化氫氣濃度，分析摻氫比為20%時摻混管道氫氣摩爾分數分布曲線，如圖9所示，可以發現從摻混處至管道末端（Z1-Z5）5個截面處氫氣的摩爾分數逐漸減小，其中摻混處管道上方氫氣摩爾分數最高，約為27%，管道末端氫氣摩爾分數最低約為12%。隨著摻混距離的增加，管道橫截面處氫氣摩爾分數跨度也逐漸減小，反映了管內氣體混合均勻性增強。與摻氫比為10%的情況（圖6）對比分析，可知摻氫比增大后，由于單位時間內進入管道內的氫氣大量增加，管內氫氣的分層現象更為顯著，其所占據的管道橫截面積也增大，同時，隨著摻混距離的增加，其分層現象持續時間更長。所以在天然氣管道快速、高效摻氫摻混工藝設計時，應考慮摻氫比的影響。

圖9 氣體摻混后氫氣摩爾分數分布曲線

2.3 流速對摻混效果的影響

為分析流速對天然氣摻氫摻混效果的影響，將主管流速降至0.5 m/s，觀察氣體摻混后管內氫氣摩爾分數分布（圖10A），可知當主管流速變慢，其他條件不變的情況下，相較于流速1 m/s（圖5A），管道內氫氣的摩爾分數顯著增加，甚至在摻混點左側也出現了小部分氫氣濃度較高的區域，其分層現象也更加明顯，持續距離也更長。

圖10 氣體摻混后管道軸向和橫截面氫氣摩爾分數云圖

指定截面的氫氣摩爾分數云圖如圖10B 所示，當主管流速降低至0.5 m/s后，在距離摻混點2 m處，分層現象仍然明顯，約占到管徑的1/2，且在距摻混中心4 m左右，管內氣體基本混勻，相較于主管流速1 m/s 的工況（圖5B），其完全混勻的距離增加了2 m，管內氣體濃度也增加了一定比例，其原因是由于主管內天然氣的流速下降，其攜帶氫氣分子的能力減弱，使氫氣分子在摻混點處大量堆積，從而使管內分層現象加劇，氣體不易混勻。因此，主管流速對天然氣摻氫摻混效果的影響較大。

2.4 管道摻氫方式對摻混效果的影響

為探究摻氫方式對天然氣摻氫摻混效果的影響，在摻氫比為20%，其他參數均保持不變時，將摻氫管位置由主管上方移至主管下方，進行建模，氣體摻混后管道軸向和橫截面氫氣摩爾分數云圖如圖11 所示。對比圖11A 與圖8A，可明顯觀察到下部摻氫方式較上部摻氫方式分層現象減弱，分層距離持續更短；由圖11B 可知混合氣在距摻混中心約1 m 的位置已經全部混勻，在2 m 的指定截面無分層現象，相對于上部摻氫的方式（圖8B），其混勻距離減少約2.5 m。即下部摻氫方式可顯著減小分層現象出現的距離，加速氣體混勻，混合氣體在摻混點下游不分層，在較短距離內可混合均勻。主要是因為從摻混點溢出后，增加了一個向管道上方擴散過程，極大促使氫氣與天然氣的充分接觸，進而使二者進一步混勻，縮短了分層距離。

圖11 氣體摻混后管道軸向和橫截面氫氣摩爾分數云圖

2.5 壓力與管徑對摻混效果的影響

同時，分析了管道壓力、主管半徑及副管半徑對摻混效果的影響。

當主管壓力增大，其他工況條件不變的情況下，分層現象減弱，氣體完全混勻的距離減??；反之，若主管壓力減小，分層現象加劇，氣體不易混勻。所以實際天然氣管道摻氫時可以通過增大主管壓力來加快氣體混勻。

當主管半徑增大，其他工況條件不變的情況下，分層現象減弱，氣體完全混勻的距離減小，其原因是單位時間內天然氣的流量增大，其攜帶氫氣分子的能力也增強，使氫氣分子不易聚集，從而使管內分層現象減弱，氣體完全混勻所需時間變短；反之，主管半徑減小，則分層現象加劇，氣體不易混勻。因此實際天然氣管道摻氫時增大主管半徑有助于氣體混勻。

當副管半徑增大，其他工況條件不變的情況下，分層現象加劇，氣體完全混勻的距離增加，其原因是單位時間內氫氣的流量增大，氫氣分子易在摻混點聚集，從而使管內分層現象加劇，氣體完全混勻所需時間變長；反之，副管半徑減小，則分層現象減弱，氣體容易混勻。因此實際天然氣管道摻氫時，減小副管半徑氣體更易混勻。

3 結論

1）天然氣和氫氣在管道交界處發生摻混，在兩股氣體交匯處，出現一個速度3 m/s左右的區域，在該區域右側靠近壁面位置，出現一個速度低于0.5 m/s的區域，隨著摻混的進行，在距離摻混中心200 mm 左右的距離處，該區域消失。由于管壁的阻力作用越靠近管壁速度越低，主管路中心速度維持在1.6 m/s左右。

2）氣體摻混后氫氣摩爾分數和濃度隨著摻混距離的增加而減小，在距摻混中心2 m 范圍內管道上方出現較為明顯的分層，寬度占據主管道的1/3左右。

3）摻氫比、流速、管道摻氫方式、管道壓力以及主管/副管半徑均對摻氫摻混效果有一定的影響，相關結果可為天然氣摻氫摻混濃度測量點位設置提供參考，同時可對天然氣管道摻氫工藝設計及隨動摻混技術提供指導。