提高噴管內(nèi)天然氣液化效率的方法

楊　文, 曹學(xué)文, 王　迪, 王　強(qiáng), 陳洪雨

(1. 中國石油大學(xué) 儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院, 山東 青島 266580; 2. 中國石油工程建設(shè)公司 北京設(shè)計(jì)分公司, 北京 100101;3. 中國石油工程建設(shè)公司 蘇丹分公司, 北京 100120)

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提高噴管內(nèi)天然氣液化效率的方法

楊文1, 曹學(xué)文1, 王迪1, 王強(qiáng)2, 陳洪雨3

(1. 中國石油大學(xué) 儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院, 山東 青島 266580; 2. 中國石油工程建設(shè)公司 北京設(shè)計(jì)分公司, 北京 100101;3. 中國石油工程建設(shè)公司 蘇丹分公司, 北京 100120)

摘要：結(jié)合氣、液相流動(dòng)控制方程組,利用數(shù)值模擬計(jì)算,研究了利用非均質(zhì)凝結(jié)及兩級(jí)超聲速旋流分離裝置以提高天然氣液化效率的可行性。結(jié)果表明,非均質(zhì)凝結(jié)過程中,外界核心的存在能夠有效降低氣體凝結(jié)過程中的自由能障,促進(jìn)液滴的凝結(jié)及生長;隨著外界核心濃度的增大或外界核心半徑的減小,噴管內(nèi)自發(fā)凝結(jié)過程逐步被抑制,非均質(zhì)凝結(jié)逐步占據(jù)主要地位;外界核心濃度的增大有利于凝結(jié)過程的發(fā)生,同時(shí)外界核心半徑不能過大,外界核心半徑大于1×10-7m時(shí),不發(fā)生非均質(zhì)凝結(jié)。外界核心濃度為1×1017/kg、外界核心半徑為1×10-9m時(shí),出口濕度較自發(fā)凝結(jié)過程濕度增加82.17%,提高了噴管內(nèi)天然氣液化效率。結(jié)合流量函數(shù)方法,設(shè)計(jì)了第1級(jí)超聲速旋流分離裝置的擴(kuò)壓段,在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了兩級(jí)液化過程,其綜合濕度為0.107,較第1級(jí)單獨(dú)使用時(shí)提高155.13%,較第2級(jí)單獨(dú)使用時(shí)提高31.98%。兩級(jí)液化裝置較單級(jí)液化裝置有更好的天然氣液化效果。

關(guān)鍵詞：超聲速; 噴管; 非均質(zhì)凝結(jié); 兩級(jí); 數(shù)值模擬

超聲速旋流分離技術(shù)最早用于空調(diào)行業(yè),后推廣應(yīng)用于天然氣處理過程——天然氣脫水、脫重?zé)N。國內(nèi)較多學(xué)者開展了相應(yīng)的研究工作。Liu等[1-8]提出了一種新型超聲速旋流脫水分離裝置,采用數(shù)值模擬及室內(nèi)實(shí)驗(yàn)研究分析了超聲速分離管內(nèi)氣體凝結(jié)流動(dòng)過程及該裝置脫水性能;邱中華等[9-13]提出了一種錐芯超聲速旋流分離裝置,數(shù)值計(jì)算分析了旋流分離器內(nèi)氣體凝結(jié)流動(dòng)過程,并結(jié)合室內(nèi)實(shí)驗(yàn)研究了其分離性能;Wen等[14-21]提出了一種包含中心體的先旋流后膨脹超聲速旋流分離裝置,采用數(shù)值模擬研究分析了該裝置內(nèi)氣體旋流特性、凝結(jié)特性、顆粒分離特性及擴(kuò)張?zhí)匦缘?結(jié)合室內(nèi)實(shí)驗(yàn),評(píng)價(jià)了其脫水性能。在此研究基礎(chǔ)上,孫恒等[22-23]、Wen等[24]提出將超聲速旋流分離裝置應(yīng)用于天然氣液化過程,將氣體在高速流動(dòng)條件下急劇膨脹所產(chǎn)生的低溫效應(yīng)應(yīng)用于天然氣液化領(lǐng)域,但均僅從宏觀上分析了該方法的可行性。其后,楊文等[25]結(jié)合液滴凝結(jié)、生長模型研究了旋流分離器內(nèi)氣體流動(dòng)過程、液滴凝結(jié)、生長等熱力學(xué)過程,但研究結(jié)果表明,噴管出口處的液化率較低,低于10%。因此,有必要研究提高液化率的方法。

馬慶芬[12]曾提出采用外加凝結(jié)核心的方法增大凝結(jié)液滴尺寸,從而提高超聲速旋流分離裝置的液化分離性能,并對(duì)空氣-乙醇體系開展了實(shí)驗(yàn)研究;蔣文明等[26]也曾研究了非均質(zhì)成核對(duì)于水蒸氣凝結(jié)流動(dòng)的影響,認(rèn)為在匹配的外界核心半徑和濃度下可促進(jìn)凝結(jié)。同時(shí),超聲速旋流分離裝置具有節(jié)流閥、膨脹機(jī)、蘭克管等所不具有的優(yōu)點(diǎn)——可通過擴(kuò)壓段進(jìn)行升壓,回收壓能繼續(xù)用于液化過程?；谝陨蟽牲c(diǎn)分析,結(jié)合數(shù)值模擬計(jì)算,筆者研究分析了兩種促進(jìn)天然氣液化方式——外加凝結(jié)核心(非均質(zhì)凝結(jié))、兩級(jí)超聲速旋流分離液化的可行性。

1凝結(jié)數(shù)學(xué)模型及超聲速旋流分離內(nèi)流動(dòng)凝結(jié)數(shù)值計(jì)算方法

1.1數(shù)學(xué)模型

基于歐拉雙流體模型,建立了非均質(zhì)凝結(jié)過程氣、液相流動(dòng)控制方程組,當(dāng)非均質(zhì)凝結(jié)參數(shù)取為0時(shí),該方程組可表述自發(fā)凝結(jié)過程。

氣相流動(dòng)控制方程組如式(1)～(3)所示,液相流動(dòng)控制方程組如式(4)～(8)所示。源項(xiàng)表達(dá)式為式(9)～(13)。式(4)～(13)中的mhom和mhet可由式(14)～(15)計(jì)算,出口處濕度為Yhom與Yhet之和,見式(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模型選用、計(jì)算方法及收斂判據(jù)

選用k-ω模型作為湍流模型,選用NIST真實(shí)氣體狀態(tài)方程作為氣體狀態(tài)方程。

采用密度基方法對(duì)方程進(jìn)行求解,各方程(流動(dòng)控制方程組、湍流動(dòng)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。

將各殘差小于1×10-3、能量殘差小于1×10-6、進(jìn)出口質(zhì)量流量(入口氣相質(zhì)量流量與出口氣相與液相質(zhì)量流量之和)相對(duì)誤差小于0.5%作為收斂判據(jù)。

1.3噴管結(jié)構(gòu)、網(wǎng)格劃分及邊界條件

1.3.1噴管結(jié)構(gòu)

所設(shè)計(jì)噴管為軸對(duì)稱型噴管,由噴管入口穩(wěn)定段、亞聲速收縮段、喉部及超聲速擴(kuò)張段4部分組成,如圖1所示。依據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)理論,結(jié)合雙三次曲線法、BWRS氣體狀態(tài)方程、Foelsch法及邊界層進(jìn)行黏性修正[29-31]設(shè)計(jì)噴管,根據(jù)不同入口參數(shù)所設(shè)計(jì)噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)列于表1。噴管1用于非均質(zhì)凝結(jié)過程分析,噴管2及噴管3用于兩級(jí)液化過程分析。設(shè)計(jì)過程中需用的參數(shù)有入口壓力(pin)、入口溫度(Tin)、入口體積流量(Qin)及出口馬赫數(shù)(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噴管網(wǎng)格劃分

采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)噴管進(jìn)行網(wǎng)格劃分?？紤]到邊界層的影響,對(duì)邊界層進(jìn)行局部加密,并進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果示于圖2。從圖2可見,噴管1(pin=2 MPa、Tin=180 K)網(wǎng)格數(shù)(Nmesh)大于15310時(shí),濕度分布基本重合;噴管2(pin=7 MPa、Tin=240 K)網(wǎng)格數(shù)大于5894時(shí),濕度分布基本重合;噴管2增加擴(kuò)壓段時(shí)(pin=7 MPa、Tin=240 K,出口背壓(pb)2.1 MPa),當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于6661時(shí)壓力分布基本重合,且所捕捉到的激波位置也重合;噴管3(pin=2.1 MPa、Tin=166 K)中網(wǎng)格數(shù)大于11452時(shí),濕度分布基本重合。因此,最終確定噴管1的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為15310,噴管2的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為5894(增加擴(kuò)壓段時(shí)為6661),噴管3的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為11452。

1.3.3邊界條件設(shè)置

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。

2結(jié)果與討論

2.1噴管內(nèi)非均質(zhì)凝結(jié)過程分析

2.1.1外界核心濃度對(duì)凝結(jié)過程的影響

存在于氣體中的外界核心可充當(dāng)氣體凝結(jié)過程的凝結(jié)核心,從而降低氣體凝結(jié)自由能障,促進(jìn)氣體凝結(jié)過程。在噴管入口壓力為2 MPa、入口溫度為180 K條件下,外界核心半徑(rd-ini)為1×10-9m時(shí),不同外界核心濃度(Nini)下中心軸線處流動(dòng)參數(shù)及凝結(jié)參數(shù)分布示于圖3。從圖3(a)、(b)、(c)可以看出,隨著外界核心濃度的增大,自發(fā)凝結(jié)逐漸被抑制,非均質(zhì)成核效果越來越明顯。當(dāng)外界核心濃度為1×1013/kg時(shí),成核率與自發(fā)凝結(jié)過程相近,由自發(fā)凝結(jié)過程形成的液相濕度(Yhom)與未添加凝結(jié)核心體系液相濕度基本重合,非均質(zhì)成核凝結(jié)過程形成的液相濕度(Yhet)基本為0;隨著凝結(jié)核心濃度的增大,非均質(zhì)成核逐漸發(fā)生,自發(fā)凝結(jié)與非均質(zhì)成核現(xiàn)象同時(shí)存在,當(dāng)外界核心濃度增大至1×1015/kg時(shí),可明顯看到自發(fā)凝結(jié)過程被抑制,Yhom與Yhet相近;當(dāng)外界核心濃度足夠大時(shí),氣體均在凝結(jié)核心上凝結(jié)以達(dá)到熱力學(xué)平衡過程,自發(fā)凝結(jié)過程完全被抑制;當(dāng)外界濃度核心增大至1×1016/kg以上時(shí),凝結(jié)過程為非均質(zhì)凝結(jié),Yhom為0。

從圖3(d)可以看出,隨著外界核心濃度的增大,總體濕度增大。這是因?yàn)楫?dāng)外界核心存在時(shí),能減小氣體凝結(jié)所需自由能障,使其在較小過冷度的情況下就能發(fā)生凝結(jié)并直至熱力學(xué)平衡狀態(tài)。外界核心濃度為1×1016和1×1017/kg時(shí),總體濕度分布相差較小,認(rèn)為基本達(dá)到了平衡,再增大外界核心濃度對(duì)凝結(jié)促進(jìn)效果影響不大?？梢岳脠D3(e)(過冷度)對(duì)這一現(xiàn)象進(jìn)行解釋。外界核心濃度為1×1016和1×1017/kg時(shí),均在較小過冷度下就已發(fā)生凝結(jié)現(xiàn)象,且在較小過冷度下保持凝結(jié)過程直至熱力學(xué)平衡過程,1×1017/kg時(shí)非均質(zhì)凝結(jié)過冷度基本接近于0 K(0.05～0.5 K),接近熱力學(xué)平衡狀態(tài)。

從圖3(e)發(fā)現(xiàn),當(dāng)外界核心濃度增大至1×1015/kg時(shí),最大過冷度并未減小,而是較0、1×1013、1×1014/kg情況有所增大。這一現(xiàn)象與陳紅梅等[32]研究水蒸氣凝結(jié)過程所發(fā)現(xiàn)的現(xiàn)象相同,她認(rèn)為是在這一外界濃度情況下同時(shí)發(fā)生了自發(fā)凝結(jié)與非均質(zhì)凝結(jié)現(xiàn)象,但由于凝結(jié)核心的不足,雖減緩了自發(fā)凝結(jié)但不足以完全抑制,僅使得凝結(jié)位置向下游移動(dòng),由于噴管型線的原因,下游膨脹率更大,導(dǎo)致過冷度的峰值沒有減小反而增大。

從圖3(f)可以看出,未添加外界核心的自發(fā)凝結(jié)過程中產(chǎn)生了較為微弱的凝結(jié)沖波,當(dāng)添加外界核心時(shí),凝結(jié)沖波現(xiàn)象逐漸消失,當(dāng)外界核心濃度增大至1×1015/kg以上時(shí),凝結(jié)沖波基本消失,抑制了自發(fā)凝結(jié)對(duì)體系流動(dòng)參數(shù)的影響;當(dāng)增大至1×1016/kg以上時(shí),由于具有充足的凝結(jié)核心,氣體在較低過冷度下、較早位置就已開始凝結(jié)。

2.1.2外界核心半徑對(duì)凝結(jié)過程的影響

在噴管入口壓力為2 MPa、入口溫度為180 K條件下,外界核心濃度為1×1015/kg時(shí),不同外界核心半徑下中心軸線處流動(dòng)及凝結(jié)參數(shù)分布示于圖4。從圖4(a)、(b)、(c)可以看出,隨著外界核心半徑的減小,自發(fā)凝結(jié)逐漸被抑制,非均質(zhì)凝結(jié)效果越來越明顯。當(dāng)外界核心半徑為1×10-7m時(shí),非均質(zhì)成核過程形成的液相濕度(Yhet)為0,說明此時(shí)僅發(fā)生了自發(fā)凝結(jié);隨著凝結(jié)核心半徑的減小,非均質(zhì)成核逐漸發(fā)生,自發(fā)凝結(jié)與非均質(zhì)成核現(xiàn)象同時(shí)存在;因?yàn)榇颂幫饨绾诵臐舛热?×1015/kg,并未出現(xiàn)自發(fā)凝結(jié)完全被抑制的現(xiàn)象,但在一定的外界核心濃度情況下,隨著核心半徑的減小,會(huì)發(fā)生自發(fā)凝結(jié)完全抑制的現(xiàn)象(外界核心濃度大于1×1016/kg,半徑小于1×10-9m,見2.1.1節(jié)中數(shù)值模擬結(jié)果)。

從圖4(d)可以看出,隨著外界核心半徑的減小,總體濕度增大。當(dāng)外界核心半徑小于1×10-8m時(shí),各半徑情況下濕度變化較小。從圖4(e)看出,過冷度并未隨著半徑的減小而減小。這是因?yàn)樵谶@一外界濃度條件下,同時(shí)發(fā)生了自發(fā)凝結(jié)與非均質(zhì)凝結(jié)現(xiàn)象,但由于凝結(jié)核心的不足,雖減緩了自發(fā)凝結(jié)但不足以完全抑制,僅使得凝結(jié)位置向下游移動(dòng),核心半徑越小,自發(fā)凝結(jié)的位置越靠近下游,由于噴管型線的原因,下游膨脹率更大,導(dǎo)致過冷度沒有減小反而增大。從圖4(f)可以看出,當(dāng)外界核心半徑小于1×10-8m時(shí),凝結(jié)沖波基本消失,抑制了自發(fā)凝結(jié)對(duì)體系流動(dòng)參數(shù)的影響。

從以上分析可知,外界核心的存在能夠有效降低氣體凝結(jié)過程中的自由能障,促進(jìn)液滴的凝結(jié)及生長。外界核心濃度的增大有利于凝結(jié)過程的發(fā)生,同時(shí),外界核心半徑不能過大,應(yīng)小于1×10-7m。

2.1.3外界核心濃度和核心半徑對(duì)出口濕度的影響

不同外界核心濃度及核心半徑下,噴管中心軸線出口處濕度和濕度增長率計(jì)算結(jié)果列于表2。濕度增長率khum=|Yall-Yhet|/Yall×100%。從表2可以看出,外界核心的添加促進(jìn)了氣體的凝結(jié),增大了出口濕度。外界核心濃度為1×1017/kg、外界核心半徑為1×10-9m時(shí),濕度增長率為82.17%,取得了較為明顯的效果。

2.2兩級(jí)超聲速旋流分離裝置液化過程分析

考慮到超聲速旋流分離裝置可通過擴(kuò)壓段進(jìn)行升壓,可回收壓能繼續(xù)用于液化過程這一特點(diǎn),分析了兩級(jí)超聲速旋流分離裝置串聯(lián)進(jìn)行液化這一方法的可行性。第1級(jí)超聲速旋流分離裝置中包含一擴(kuò)壓段進(jìn)行擴(kuò)壓,氣體從第1級(jí)流出后,經(jīng)過預(yù)冷進(jìn)入第2級(jí)液化裝置,簡單液化流程示于圖5。

企業(yè)的資金收入情況與企業(yè)的規(guī)章制度與合同內(nèi)容不符，資金未遵照協(xié)議內(nèi)容及時(shí)歸入企業(yè)的銀行賬戶，這種情況的存在勢必會(huì)對(duì)資金完整性造成影響。主要體現(xiàn)在以下幾個(gè)方面，其一，存在多開戶頭行為，其二，轉(zhuǎn)移收入現(xiàn)象普遍，其三，對(duì)閑置賬戶管理不善，其四，應(yīng)收賬款管理問題嚴(yán)峻，造成呆賬和壞賬，上述情況會(huì)導(dǎo)致資金完整性受到影響。

2.2.1擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)

擴(kuò)壓管設(shè)計(jì)成具有小錐角的錐管以避免邊界層分離,張角的大小一般在3°～6°之間[33],本設(shè)計(jì)取3°。擴(kuò)壓段結(jié)構(gòu)參數(shù)由流量函數(shù)[31](見式(17))求解,所設(shè)計(jì)擴(kuò)壓段入口直徑為15.6546 mm,出口直徑為18.7598 mm,長為59.2914 mm。

(17)

2.2.2兩級(jí)液化過程

以入口溫度240 K、入口壓力7 MPa、流量5000 m3/h為入口參數(shù),設(shè)計(jì)出口馬赫數(shù)為2.5的首級(jí)天然氣超聲速液化裝置。該裝置主要由Laval噴管、旋流分離段、擴(kuò)壓段等3部分組成,結(jié)合表1及擴(kuò)壓段數(shù)據(jù),第1級(jí)超聲速液化裝置結(jié)構(gòu)示于圖6。因未考慮旋流分離過程,未添加旋流分離段。

(1) 壓力回收能力

需保證壓力回收過程不影響氣體凝結(jié)液化過程,即在回收壓能時(shí)所產(chǎn)生的激波不進(jìn)入噴管內(nèi)。圖7為不同背壓(擴(kuò)壓段出口壓力pb)下噴管及擴(kuò)壓段內(nèi)壓力分布。從圖7可知,隨著pb的升高,激波逐漸向噴管方向移動(dòng),當(dāng)pb>2.1 MPa時(shí),激波即將由擴(kuò)壓段進(jìn)入噴管擴(kuò)張段內(nèi),影響天然氣的液化過程。因此,將第2級(jí)入口壓力取為2.1 MPa。pb為2.1 MPa時(shí),第1級(jí)液化裝置內(nèi)溫度分布示于圖8。從圖8可見,在靠近壁面處溫度較高,中心軸線處溫度較低,在進(jìn)入第2級(jí)液化裝置前需要進(jìn)行預(yù)冷。第2級(jí)液化裝置噴管設(shè)計(jì)見表1的噴管3所示,在壓力為2.1 MPa的條件下,入口溫度可低至166 K。

(2) 液化結(jié)果分析

第1級(jí)和第2級(jí)液化裝置噴管內(nèi)濕度分布示于圖9。第1級(jí)液化裝置噴管入口溫度240 K、壓力7 MPa,出口濕度(Y1)為0.041,氣體入口質(zhì)量流量(Q1)為1.82 kg/s;第2級(jí)液化裝置噴管入口溫度166 K、壓力2.1 MPa,出口濕度(Y2)為0.081,氣體入口質(zhì)量流量(Q2)為1.46 kg/s。兩級(jí)超聲速旋流分離裝置濕度(YTwo)可由式(18)計(jì)算。

YTwo=(Y1·Q1+Y2·Q2)/Q1

(18)

3結(jié)論

數(shù)值模擬研究了兩種促進(jìn)天然氣液化方式——外加凝結(jié)核心、兩級(jí)超聲速旋流分離液化的可行性。研究結(jié)果表明,非均質(zhì)凝結(jié)過程中,外界核心的存在能夠有效地降低氣體凝結(jié)過程中的自由能障,促進(jìn)液滴的凝結(jié)及生長。外界核心濃度的增大有利于凝結(jié)過程的發(fā)生,同時(shí),外界核心半徑不能過大。外界核心濃度為1×1017/kg、外界核心半徑為1×10-9m時(shí),出口濕度較自發(fā)凝結(jié)過程濕度增加82.17%,提高了噴管內(nèi)天然氣液化率。但對(duì)于添加的外界核心種類、添加方式等還需開展進(jìn)一步的研究工作。兩級(jí)液化過程綜合濕度為0.107,較第1級(jí)提高155.13%,較第2級(jí)提高31.98%,兩級(jí)液化裝置相較于單級(jí)(第1級(jí)、第2級(jí))液化裝置,能夠取得更好的液化效果。

符號(hào)說明：

A——擴(kuò)壓段任意截面面積,m2;

Acr——噴管喉部截面面積,m2;

E——總能,J/kg;

h——?dú)怏w總焓,J/kg;

hlg——凝結(jié)潛熱,J/kg;

Jhom——自發(fā)凝結(jié)液滴成核率,m3/s;

k——比熱比,無量綱;

keff——有效導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);

khum——濕度增長率,%;

mhet——單位時(shí)間內(nèi)單位體積非均質(zhì)凝結(jié)的液體質(zhì)量,kg/(m3·s);

mhom——單位時(shí)間內(nèi)單位體積自發(fā)凝結(jié)的液體質(zhì)量,kg/(m3·s);

Ma——馬赫數(shù),無量綱;

Maout——出口馬赫數(shù),無量綱;

Nhom——自發(fā)凝結(jié)成核液滴數(shù)目,kg-1;

Nini——外界核心濃度,kg-1;

p——壓力,Pa;

pb——背壓,Pa;

pin——入口壓力,Pa;

q(Ma)——流函數(shù),無量綱;

Q1——第1級(jí)氣體入口質(zhì)量流量,kg/s;

Q2——第2級(jí)氣體入口質(zhì)量流量,kg/s;

Qin——噴管入口體積流量, m3/h(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài));

rc——液滴臨界半徑,m;

rd-het——非均質(zhì)凝結(jié)液滴半徑,m;

rd-hom——自發(fā)凝結(jié)液滴半徑,m;

rd-ini——外界核心初始半徑,m;

drd-het/dt——非均質(zhì)凝結(jié)液滴生長率,m/s;

drd-hom/dt——自發(fā)凝結(jié)液滴生長率,m/s;

Sm——質(zhì)量源項(xiàng),kg/(m-3·s);

Su——?jiǎng)恿吭错?xiàng),kg/(m·s)2;

Sh——能量源項(xiàng),J/(m3·s);

SY-het——非均質(zhì)凝結(jié)濕度源項(xiàng),kg/(m3·s);

SY-hom——自發(fā)凝結(jié)濕度源項(xiàng),kg/(m3·s);

t——時(shí)間,s;

T——?dú)怏w溫度,K;

Tin——?dú)怏w入口溫度,K;

ui,uj——軸向與徑向速度,m/s;

v——?dú)庀嘣跀U(kuò)壓段內(nèi)速度,m/s;

vcr——?dú)庀嘣诤聿刻幩俣?m/s;

xi,xj,xl——軸向與徑向位置坐標(biāo),m;

Y1——第1級(jí)出口濕度,無量綱;

Y2——第2級(jí)出口濕度,無量綱;

Yall——濕度,包含非均質(zhì)與自發(fā)凝結(jié)濕度,無量綱;

Yhet——非均質(zhì)凝結(jié)濕度,無量綱;

Yhom——自發(fā)凝結(jié)濕度,無量綱;

YTwo——兩級(jí)分離器出口濕度,無量綱;

δij——Kronecker delta數(shù);

μ——?dú)怏w黏度,N·s/m;

ρcr——?dú)庀嘣诤聿刻幟芏?kg/m3;

ρv——?dú)庀嗝芏?kg/m3;

ρl——液相密度,kg/m3;

ρ——混合相密度,kg/m3;

τeff——有效應(yīng)力張量。

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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

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51274232)、國家自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目(51406240)和山東省自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目(ZR2014EEQ003)資助

文章編號(hào)：1001-8719(2016)02-0277-12

中圖分類號(hào)：TE86

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.02.008

第一作者： 楊文，男，博士研究生，從事多相流及油氣田集輸技術(shù)方面的研究

通訊聯(lián)系人： 曹學(xué)文，男，教授，博士，從事多相流及油氣田集輸技術(shù)方面的研究；E-mail:caoxw2004@163.com