收縮-擴張噴管內高含硫天然氣超聲速流動特性研究*

邊江 曹學文 牟林升 宋曉丹 褚奇

1山東省油氣儲運安全重點實驗室

2中國石油大學（華東）儲運與建筑工程學院

3海洋石油工程（青島）有限公司

能源結構低碳化是世界能源發(fā)展的趨勢，與石油和煤炭相比，天然氣更加清潔低碳，國家《能源發(fā)展“十三五”規(guī)劃》提出，到2020年，天然氣占一次能源消費量的比重力爭達到10%[1]，能源生產和消費革命將進一步激發(fā)天然氣需求。含H2S 天然氣是天然氣資源的重要組成部分[2]，目前我國已探明天然氣儲量中有相當部分為含硫天然氣，且有些氣田中H2S 含量較高。我國工程中一般將H2S 含量大于或等于5%（體積分數(shù)）的含硫天然氣統(tǒng)稱為高含硫天然氣[3]。根據(jù)天然氣氣質特點選擇高效的脫硫工藝，是高含硫氣田開發(fā)需要解決的重要問題。目前，胺法仍是應用最廣泛的酸性天然氣凈化方法，但其存在設備系統(tǒng)復雜、成本和運行費用高等缺點，尤其是H2S 含量較高時，脫硫溶劑循環(huán)量大、能耗高[4-5]。為降低含硫天然氣開發(fā)成本，應大力研發(fā)能耗低、污染小的新型天然氣脫硫技術。

超聲速旋流分離是一種新興的混合氣體分離技術，最初主要應用于空調空氣中水分的分離，后來荷蘭Shell 石油公司和俄羅斯ENGO 石油公司將其引入天然氣加工處理領域[6-7]。超聲速旋流分離裝置集膨脹降溫、旋流式氣液分離、再壓縮等過程于一體，具有結構簡單可靠、無轉動部件、無需化學藥劑、支持無人值守等優(yōu)點[8]。國內外學者針對其在天然氣脫水及重烴方面的應用開展了大量理論及實驗研究[9]，在天然氣液化[10]、天然氣脫碳[11]方面也取得了一定的研究進展，若能將其用于天然氣中H2S的脫除，對于完善和發(fā)展天然氣凈化工藝、降低含硫天然氣開發(fā)成本意義重大。

超聲速旋流分離器主要由超聲速噴管、旋流裝置、擴壓段等組成，酸性天然氣進入超聲速旋流分離裝置后，在收縮-擴張噴管中高速膨脹至超聲速，溫度降低，當達到一定過飽和狀態(tài)時，天然氣中的H2S 組分將發(fā)生凝結，形成液滴，同時在旋流場作用下實現(xiàn)氣液分離。H2S 氣體在噴管內的自發(fā)凝結是天然氣超聲速旋流分離脫硫技術的前提條件。本文首先結合CH4-H2S氣體的凝結與流動特點，進行了收縮-擴張噴管的結構設計。在此基礎上，建立了不考慮氣體凝結過程的CH4-H2S 混合氣體在收縮-擴張噴管內的流動控制方程和計算方法，研究CH4-H2S 氣體的超聲速流動特性，重點研究收縮-擴張噴管入口壓力和出口背壓對CH4-H2S混合氣體相特性的影響，以初步確定采用設計的收縮-擴張噴管實現(xiàn)H2S氣體凝結與液化的可行性。

1 收縮-擴張噴管結構設計

基于流動特征，收縮-擴張噴管可分為收縮段、喉部、擴張段三部分[12]，收縮段和擴張段分別采用雙三次曲線和圓弧+直線+消波段曲線進行設計，利用MATLAB 程序進行結構設計與計算，收縮-擴張噴管結構示意圖如圖1所示。

圖1 收縮-擴張噴管結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of convergent-divergent nozzle structure

2 數(shù)值計算方法

2.1 流動控制方程

CH4-H2S 雙組分混合氣體在收縮-擴張噴管中的流動屬于定常、等熵流動的范疇，其流動過程遵循質量守恒定律（連續(xù)性方程）、動量守恒定律（動量方程）及能量守恒定律（能量方程）。

利用計算流體力學數(shù)值模擬軟件FLUENT 來計算CH4-H2S 氣體在所設計的收縮-擴張噴管內的流動過程。CH4-H2S 混合氣體在收縮-擴張噴管內流動時的控制方程組有3個[13]。

連續(xù)性方程為

動量方程為

能量方程為

式中：ρ為CH4-H2S混合氣體的密度，kg/m3；xi、xj為軸向距離與徑向距離，m；ui、uj為軸向與徑向上CH4-H2S 混合氣體的速度，m/s；p為CH4-H2S 混合氣體的壓力，MPa；τij為CH4-H2S 混合氣體的動力黏度，N/(s·m-2)；E為總能，J；qj為熱傳導系數(shù)，W/(m·K)；t為時間，s。

2.2 數(shù)值計算過程

基于上文建立的方程組，采用FLUENT 數(shù)值模擬軟件對CH4-H2S混合氣體的流動特性進行模擬計算。為排除數(shù)值計算結果對于網格劃分情況的依賴性，對網格進行逐步加密，并開展網格無關性驗證。共對網格數(shù)分別為2 806、6 306、11 782、24 815的四種的收縮-擴張噴管進行數(shù)值模擬計算，收縮-擴張噴管軸線處的CH4-H2S 混合氣體溫度分布如圖2所示。從結果可以看出，當網格數(shù)大于11 782時計算結果趨于穩(wěn)定，為確保計算的準確性，選定計算網格數(shù)為11 782。

圖2 網格無關性驗證結果Fig.2 Verification results of grid independence

2.3 模型驗證

依據(jù)文獻[14]中建立的收縮-擴張噴管結構以及相關計算參數(shù)，采用FLUENT 數(shù)值模擬來還原計算，以驗證本文所采用模型的可靠性。數(shù)值模擬中選用的流體為水蒸氣，設置的邊界條件為：入口壓力、入口溫度和出口背壓分別為100 kPa、288 K 和83.049 kPa。相關操作設置完成后，采用數(shù)值模擬進行計算，將模擬結果與文獻中的理論解析解進行對比，對比結果如圖3所示。

圖3 收縮-擴張噴管內壓力數(shù)據(jù)對比Fig.3 Comparisons of the pressure data in the convergent-divergent nozzle

對比參考文獻和數(shù)值模擬中收縮-擴張噴管內壓力數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬結果與論文數(shù)值計算結果基本相吻合，整個收縮-擴張噴管內壓力分布的偏差很小，噴管中心線處靜壓分布的相對誤差最大為1.3%。與此同時，F(xiàn)LUENT 數(shù)值模擬軟件精確地預測了水蒸氣在流動過程中，由于出口背壓的存在導致的激波產生的位置，說明本文所建立的數(shù)值計算方法用來模擬超聲速條件下收縮-擴張噴管內的超聲速流動過程具有一定的準確度和可靠性。

3 結果與討論

3.1 H2S氣體超聲速凝結過程分析

根據(jù)上述流動控制方程和計算方法，計算CH4-H2S 雙組分氣體的超聲速流動參數(shù)（入口氣體溫度為280 K，入口壓力為5 MPa，H2S 體積分數(shù)為10%）。收縮-擴張噴管軸線處CH4-H2S 混合氣體的壓力、馬赫數(shù)及溫度的分布如圖4所示。

圖4 收縮-擴張噴管內CH4-H2S混合氣體流動參數(shù)分布Fig.4 CH4-H2S mixed gas flow parameter distribution in the convergent-divergent nozzle

CH4-H2S 混合氣體在收縮-擴張噴管內高速膨脹，溫度和壓力均出現(xiàn)不同程度的降低，H2S 氣體逐漸達到飽和；當溫度低于收縮-擴張噴管軸線處p-T（T為溫度分布、p為壓力分布）曲線與CH4-H2S 雙組分混合氣體的泡點線交點的溫度（臨界凝結溫度）時，H2S 氣體開始凝結。CH4-H2S 混合氣體以亞聲速流入收縮-擴張噴管，入口處速度為35 m/s左右，流動過程中速度不斷增加，在424.34 mm位置速度增加至超聲速，同時在收縮-擴張噴管內溫度和壓力突然迅速下降，形成低溫的制冷環(huán)境，滿足H2S 氣體的凝結條件，為H2S 氣體的凝結奠定了基礎。在收縮-擴張噴管出口處，壓力為0.458 MPa，溫度為139.1 K，出口溫度低于H2S 氣體的臨界凝結溫度，可以實現(xiàn)凝結。

3.2 入口壓力對混合氣體相特性的影響

保持入口溫度為250 K 不變，入口H2S 組分體積分數(shù)為10%，通過改變收縮-擴張噴管入口壓力（分別設置入口壓力為3、4、5、6、7 MPa），對H2S 組分的凝結過程進行分析，研究入口壓力對CH4-H2S 混合氣體相特性的影響。CH4-H2S 雙組分氣體流動特性如圖5～圖7所示。

圖5 入口壓力對收縮-擴張噴管內氣體壓力分布的影響Fig.5 Effect of inlet pressure on gas pressure distribution in the convergent-divergent nozzle

圖6 入口壓力對收縮-擴張噴管內氣體溫度分布的影響Fig.6 Effect of inlet pressure on gas temperature distribution in the convergent-divergent nozzle

從分析結果可知：①隨著入口壓力升高，收縮-擴張噴管內所能達到的最高壓力升高，但溫度幾乎不變，導致壓力-溫度曲線在氣液兩相區(qū)及液相區(qū)的范圍增大，更易發(fā)生凝結。②隨著入口壓力升高，收縮-擴張噴管內壓力-溫度曲線進入氣液兩相區(qū)臨界點的溫度和壓力升高：當入口壓力為7 MPa 時，收縮-擴張噴管內發(fā)生凝結的臨界點溫度為180 K、壓力為1.09 MPa；當入口壓力降至3 MPa 時，發(fā)生凝結的臨界點溫度為153 K、壓力為0.12 MPa，凝結難度增大。③當入口壓力為7 MPa時，收縮-擴張噴管內溫度降至130 K，壓力達到0.33 MPa 時，壓力-溫度曲線越過氣液兩相區(qū)，完全進入液相區(qū)；當入口壓力降至3 MPa 時，壓力-溫度曲線開始遠離液相區(qū)，將不能發(fā)生完全凝結。可見，升高壓力能夠促進H2S氣體的凝結。

圖7 不同入口壓力條件下收縮-擴張噴管內混合氣體相特性Fig.7 Mixed gas phase characteristics in the convergent-divergent nozzle under different inlet pressure conditions

3.3 出口背壓對混合氣體相特性的影響

保持收縮-擴張噴管入口參數(shù)不變（入口壓力為5 MPa，入口溫度為250 K，入口H2S組分體積分數(shù)為10%），改變收縮-擴張噴管出口背壓，分析不同的壓比（收縮-擴張噴管的出口壓力與入口壓力的比值）對H2S 氣體凝結過程的影響。出口背壓對收縮-擴張噴管內氣體壓力和溫度分布的影響結果分別如圖8和9所示，不同出口背壓條件下收縮-擴張噴管內混合氣體相特性對比如圖10所示。

圖8 出口背壓對收縮-擴張噴管內氣體壓力分布的影響Fig.8 Effect of outlet backpressure on gas pressure distribution in the convergent-divergent nozzle

圖9 出口背壓對收縮-擴張噴管內氣體溫度分布的影響Fig.9 Effect of outlet backpressure on gas temperature distribution in the convergent-divergent nozzle

從分析結果可知：當出口背壓為1 MPa（壓比為20%）時，收縮-擴張噴管內已經產生激波，激波使得壓力、溫度突變，但對收縮-擴張噴管出口的壓力影響不大，出口溫度上升約40℃；當出口背壓上升至2 MPa（壓比增至40%）時，對壓力溫度已經產生了較大的影響；隨著出口背壓（壓比）的不斷增大，產生激波的位置逐漸向收縮-擴張噴管喉部方向移動，收縮-擴張噴管軸線處的壓力和溫度波動更加劇烈，破壞了凝結所需要的制冷環(huán)境，不利于H2S 氣體的凝結。由相圖分布可以看出，當出口背壓為1 MPa（壓比為20%）時，在溫度為168 K、壓力0.52 MPa 處進入氣液兩相區(qū)，在收縮-擴張噴管內達到的最低壓力和溫度為0.33MPa，137 K；當壓比增大到40%時，由于激波的產生，壓力-溫度分布曲線在氣相區(qū)、氣液兩相區(qū)及液相區(qū)之間波動，破壞了穩(wěn)定的凝結環(huán)境，不利于氣體凝結；當收縮-擴張噴管出口背壓在60%以上時，完全破壞了制冷環(huán)境，H2S 氣體不能實現(xiàn)凝結。

4 結束語

本文進行了收縮-擴張噴管的結構設計，建立了不考慮氣體凝結過程的CH4-H2S 混合氣體在收縮-擴張噴管內的流動控制方程和計算方法，研究了CH4-H2S氣體的超聲速流動特性，重點分析了收縮-擴張噴管入口壓力和出口背壓對CH4-H2S 混合氣體相特性的影響，研究結果表明：

圖10 不同出口背壓條件下收縮-擴張噴管內混合氣體相特性Fig.10 Mixed gas phase characteristics in the convergent-divergent nozzle under different outlet backpressure conditions

（1）CH4-H2S 雙組分混合氣體在收縮-擴張噴管喉部位置由亞聲速流動變?yōu)槌曀倭鲃?，在整個收縮-擴張噴管內，混合氣體溫度、壓力降低，當溫度降至H2S 氣體的臨界凝結溫度時，達到凝結的條件發(fā)生凝結。

（2）隨著入口壓力升高，收縮-擴張噴管內所能達到的最高壓力升高，但溫度幾乎不變，導致壓力-溫度曲線在氣液兩相區(qū)及液相區(qū)的范圍增大，更易發(fā)生凝結。

（3）隨著出口背壓（壓比）的不斷增大，產生激波的位置逐漸向收縮-擴張噴管喉部方向移動，收縮-擴張噴管軸線處的壓力和溫度波動更加劇烈，破壞了凝結所需要的制冷環(huán)境，不利于H2S 氣體的凝結；當收縮-擴張噴管出口背壓在60%以上時，完全破壞了制冷環(huán)境，H2S氣體不能實現(xiàn)凝結。