摘要：氢气作为全球脱碳目标的重要载体，输送量是限制其大规模应用的主要瓶颈。掺氢天然气是实现大流量输送氢气的一种重要途径。氢气的掺入导致流速畸变，降低超声波流量计的性能。以掺入氢气的甲烷为主要工质，对8种类型掺混管路内部的气体流动状态进行模拟仿真研究，分析流场内气体速度和氢气浓度的分布状态;并对超声波流量计的适应性进行分析，确定其推荐安装位置。在超声流量计的适应性分析中，三匝螺旋管时仅需15D;对于单螺旋结合变径管的适应性影响更大，最小需要96D。通过比较，掺混管路C为最佳模型，掺混均匀时的氢气摩尔分数约为3.9%。可为超声波流量计在掺氢天然气正确计量方面提供参考。
　　温室气体排放量增加导致全球极端天气频发，碳中和战略转型全球势在必行叫。从《巴黎协定》无碳未来愿景及碳中和的全球目标网到我国碳达峰、碳中和的目标问，大规模氢气输送的综合能源系统是实现这些目标的有效途径。可再生能源大力发展及氢能技术与产业飞速发展为氢气输送和应用的快速发展提供了条件间。预计到2050年，全球可再生氢能能源达到将近10°kW,全球氢能市值将达到10万亿美元问。但氢能的生产地与使用地严重不匹配导致氢能的发展受限。相比传统高压瓶、低温液化等物理储运方式的小输送量、高成本、长耗时7，管道输送可实现长距离、大规模、低成本氢气输送且供气量持续稳定。基于现有天然气管网设施的优势，将氢气掺入天然气管道输送是解决氢气运输的必然发展趋势阁。
　　氢气的物理和化学性质与天然气有较大差异。氢气掺入天然气改变管道内的气体状态引起温度、压力下降回，影响着输送系统计量装置的正确率。因此，对掺氢天然气管道输送过程进行监测及计量至关重要。超声波气体流量计具有压损小、精度高、响应时间快和安全大等优点，在天然气计量领域占据主导地1011。超声波流量计针对混合气体的计量需保证气体混合均匀及管道内流速稳定对称。
　　目前全球天然气掺氢工业实践项目共有39个，输送量高达2900吨/年间。2004年，欧盟开始建设NaturalHy项目进行天然气掺氢的应用研究，得到系统运行的最优掺氢比为20%则。2017年，英国能源供应公司开展“HyDeploy”天然气掺氢项目，在第一阶段工作证明利用现有天然气管道加入20%氢气摩尔分数是可行的5。2018年，国内首个天然气掺氢示范项目研究呵，得到3%~20%之间的任意掺氢比。这些工业实践项目为大规模天然气掺氢进行管道输送提供了正确的依据。由于掺氢天然气属于易燃易爆气体，通常会先利用计算流体力学理论方法对掺氢天然气的流场进行分析，并对超声波流量计在管道中的适应性进行数值模拟。Chen等71对不同雷诺数下单右弯管和孔板下游的氢气流动进行模拟分析。流量计位置越靠近扰动装置，其误差越大，增加声路数量可有效减少误差。Liu等18对管件连接处之后的天然气流动进行仿真分析，并给出了超声波流量计安装要求。邵欣等l9对最常见的90°单弯头圆管过渡区甲烷流场的流动机理进行分析。基于此安装整流器可有效改善管道内流场速度分布，缩短超声波流量计的安装位置。唐晓宇等20对90°单弯管道内空气流动状态进行分析，随下游直管距离增加，超声波气体流量计的计量偏差逐渐减小。当管道内流场分布非对称时，会影响超声波计量效果。扰动越剧烈，气体掺混效果越好。国内外对于利用超声波流量计进行掺氢天然气计量的模拟仿真研究主要集中在改进声道位置、数量、设置整流器、旋流器等，从而缩短超声波流量计的安装位置。缺少对管路结构进行改进，本文通过计算流体动力学(computationalfluiddynamics,CFD)仿真手段，研究掺气天然气管道结构为螺旋管(单螺旋、双螺旋、三螺旋、六螺旋)和单螺旋+变径管(膨胀管或收缩管)内的气体混合规律及速度分布:并推荐了超声波流量计在螺旋管路的安装位置，为超声波流量计的正确计量提供参考。
1掺氢天然气管路模型
1.1数值仿真模型建立
　　为研究管路结构对掺氢天然气掺混状态影响，本文在单螺旋管掺混管路的基础上，使用Design.modeler构建了8种掺混管路的3维模型，如图1所示。掺混管路分别为不同匝数螺旋管(单螺旋A型、双螺旋B型、三螺旋C型、六螺旋D型)和单螺旋管路结合变径管路(单螺旋+后膨胀E型、单螺旋+后收缩F型、单螺旋+前膨胀G型、单螺旋+前收缩H型)。由于将密度较轻氢气从底部充入天然气管路能取得较好的掺混效果，因此设计从管路底部充入天然气。具体参数设置为:管路直径D=100mm,甲烷入口直径为1D，氢气入口直径为0.5D，出口直径为1D,螺旋管曲率半径为2D。氢气入口(支管轴线)距螺旋管起始截面长度为3D，多匝螺旋管螺距为1.5D。膨胀管长度为3D，膨胀管直径最大处为.1.5D;收缩管长度为3D，收缩管直径最小处为0.5D。为使气体充分掺混，将下游管路总长度设置为150D。在计算不同匝数螺旋管及单螺旋管路结合变径管路结果时，定义的长度L是以螺旋.管终止截面为起点。
 
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。
　　天然气和氢气在掺混过程及在管道流动中的连续性方程为
 
　　式中，p为流体微元体上的压力;u为速度矢量;Fx,和Fy为微元体在x轴，y轴和z轴方向上的力;Txx，Tyx，Tzx，Txy，Tyy，，Tzy:，Txz，Tyz，Tzz为微元体表面的不同黏性应力分量。
　　掺混过程及在管道流动中的能量守恒定律为
 
　　式中，k为流体传热系数，Cp为比热容，T为温度，St为流体内热源和因黏性作用流体机械能转化为热能部分。
　　天然气与氢气掺混时需开启组分运输，此时管路中气体的传播规律
 
　　其中，ρCw为组分w的质量浓度，Dw为组分w扩散系数。
　　天然气掺氢的过程中遵循理想气体状态方程。
　　由于掺混过程中的气体参数(流量、压力等)发生变化，会导致掺混气体的密度、动力黏度、状态方程参数等产生变化。具体表达式
 
　　其中，Pop为掺混气体的工作压力，p为相对于Pop的局部相对压力，R为气体常数，T为气体温度，Yi为第i种气体的质量分数，Mɷi为第i种气体.的分子质量。
 
　　其中，Um为掺混气体动力黏度，M为气体种类数，出为第i种气体的摩尔百分比，ui为第i种气体的动力黏度，Mi为第i种气体的相对分子质量
　　本文以掺混均匀度u和速度变异系数(coffi-cientofvariation,COV)来评价混合程度，输出不同数据采集线处氢气浓度以及速度。
掺混均匀度μ计算公式为
 
　　其中，`a为监测点氢气浓度测量值的平均值，n为取样截面内所设监测点总数，a;为第i个监测点所得的氢气浓度值。各截面内设置23个监测点进行掺混均匀度μ的统计计算。
速度COV计算公式为
 
　　其中，σ为标准偏差，`c为监测点测量值的平均值，ci为第i个监测点所得的气体速度值。各截面内设置23个监测点进行速度COV的统计计算。
1.3网格划分
　　本文利用ANSYSWorkbench中的Mesh模块，选用四边形或三角形网格法对流体域进行网.格划分。网格数量对Fluent仿真计算结果有至关重要的影响。理论.上所采用的特征尺寸网格越小，得到的仿真结果越正确。但随着网格数量的增加，对计算硬件资源的要求更高，而且导致计算时间延长，降低求解结果的收敛性。本文以掺混管路A，E为代表，分析稀疏、中等、稠密三种网格特点对出口氢气浓度变化的影响，进行网格无关性验证。结果如表1所示，随网格数量增加，不同网格特点出口处氢气摩尔分数波动很小。综合网格平均偏斜系数和网格平均质量系数分析，三种网格特点下的网格质量均满足模型需求，可以忽略网格对仿真计算结果精度的影响。
 
　　基于上述无关性分析，本文选用中等特点的网格。网格尺寸为10mm,单元数为1220492个，节点数为240017个。最终网格平均偏斜系数为0.20,标准偏差为0.11。偏斜系数在0~1范围内，越接近0网格质量越优秀。网格平均质量系数为0.85，标准偏差为0.09。质量系数在0~1范围内，越接近1网格质量越高，网格质量满足模型需求。
1.4边界条件设定
　　湍流模型选用最具有适用性的标准k-ε模型,适用气体掺混计算，在减小计算量的同时保证了计算精度。在操作条件中设定温度为300K,重力沿y轴负方向为9.8m/s2。管道入口均设置为速度进口边界条件，主管道入口速度为6.75m/s(流量:190.8m3/h)，掺混管道入口速度为3m/s(流量:21.2m3/h);主管道和掺混管路入口初始湍流参数一致，湍流强度为5%，湍流黏度比为10。管道出口设置为压力出口边界条件，出口回流湍流强度为5%，回流湍流黏度比为10。水力直径为0.1m。主管道入口气体为纯甲烷，掺混管路入口气体为纯氢气。将初始内部工质设为100%甲烷后进行混合初始化，最后利用SIMPLEC算法进行计算求解。
2结果与分析
2.1不同匝数螺旋管的气体流动分析
　　在工程实践过程中对气体的掺混效果进行评价时，一般认定当掺混均匀度μ≥95%时，气体在微观.上已达到掺混均匀叫。如Kong等网以掺混均匀度μ是否≥95%，来判定现有天然气管道中掺入氢气是否掺混均匀。气体在传输扩散过程中会改变气体组分的浓度分布，同时影响气体流速分布。甲烷和氢气流经螺旋管掺混管路时，会受到强烈二次流以及高浓度差的影响，加速气体扩散，管路中的气体最终向掺混均匀的方向发展。如图2所示为掺混管路(A，B，C，D)内气体掺混均匀度与螺旋管出口截面位置的关系。螺旋管管路的气体混合均匀性均随着管路匝数和掺混距离的增加呈现.上升趋势。螺旋管路的匝数越多，掺混均匀所需的掺混距离越短。掺混管路A和B分别在146D和69D时实现气体掺混均匀。而当选用匝数为3圈的掺混管路C时，在螺旋管出口3D的距离，掺混均匀度已经达到掺混均匀的要求。由此可知，增加螺旋管的匝数可以非常有效地缩短掺混距离，掺混管路C的效果已经非常好。若再增加匝数到六螺旋(掺混管路D)已无实际意义，反而会导致掺混均匀时的距离增加到15D。
news-images/news-2036_wps 
　　为了更清晰明了地观察天然气掺氢混掺管路(A，B，C,D)的掺混过程，以四种掺混管路的螺旋管出口为起始点，每隔1D设置一个监测截面。本文得到数据均是瞬态仿真的结果，在初始时刻氢气摩尔分数为0，表示氢气还没扩散至指定位置。如图3所示掺混装置C为最佳掺混模型，在15D截面处，氢气摩尔分数随注入时间，由0到9.8%的变化过程。氢气流动扩散1.03s后，初次达到掺混均匀时，在15D截面处瞬时氢气摩尔分数为3.9%。天然气掺氢混掺管路A，B,C，D分别经过3.92s，2.19s，1.50s，2.03s后，氢气的浓度等于进口氢气与甲烷的流量比(仿真结果是取到9.8%)，表示氢气已扩散至指定位置，并达到稳态。图4~图7是天然气掺氢混掺管路A、B、C、D分别在2.11s(146D截面处)、1.40s(69D截面处)、1.03s(15D截面处)、1.37s(15D截面处)时刻，掺混管路在不同距离截面处的氢气摩尔分数云图，与稳态时的摩尔分数不同。
news-images/news-2036_wps 
　　如图4所示掺混管路A在螺旋管路出口处涡流作用非常剧烈，其分层现象明显。且不同于--般氢气的上下分层，掺混管路A中管道中的氢气直存在左右分层，直至掺混距离在140D~150D达到掺混均匀，此时氢气摩尔分数均约为0.8%。图5所示掺混管路B的管路截面氢气浓度分布变化规律与图4相似，直至掺混距离在65D~70D达到掺混均匀，氢气基本不再分层，此时氢气摩尔分数均约为1.9%。而图6所示的掺混管路C在螺旋管道出口处就已经基本达到掺混.均匀，氢气已基本不存在分层，此时氢气摩尔分数均约为3.9%。相比掺混管路C的三匝螺旋管，图7所示掺混管路D增加到六匝螺旋的掺混效果反而下降。螺旋管道出口氢气分层，直至掺混15D时达到掺混均匀，氢气不再分层，此时氢气摩尔分数约为2.0%。
 
 
　　气体掺混后速度分布云图，如图8所示，速度变化受匝数影响较小。掺混管路A和B均约在15D之后，掺混管路C约在10D之后，速度等高线变得非常规则，越来越趋近于圆形，而掺混管路D约在40D后能达到同样效果。此时这四种类型掺混管路内的气体速度已达到充分稳流发展的状态，之后基本不再发生变化。流速分布很.合理，距离管道中心线越近其速度越快，符合黏性定律。
 
 
　　掺混管路(A，B，C，D)速度COV与截面位置的关系如图9所示。随着截面位置向下游移动，掺混管路(A，B,D)的速度COV一直处于波动状态，但皆不超过15%。相比于A，B和D，掺混管路C内气体速度分布更为均匀，其速度COV-直稳定在5%左右。综合考虑气体掺混均匀度μ和速度COV,掺混管路C为最佳掺混模型。
 
2.2单螺旋结合变径管的气体流动分析
　　如图10所示为掺混管路(E，F，G，H)的管路内气体掺混均匀度与截面位置关系，掺混管路E，F，G，H是在单螺旋的基础上添加变径管(膨胀管或收缩管)，分别在136D，132D,107D，96D处时实现气体掺混均匀。相比单螺旋管的146D，在不同位置添加任何变径管均能在.不同程度.上实现缩短掺混距离的效果。将变径管置于单螺旋管之前气体初步掺混后再进入单螺旋管进一步掺混，明显比置于单螺旋管之后更能有效地缩短掺混。而气体进入收缩管内流动速度会增大，此时的扰动更加剧烈，有助于气体掺混。针对变径管位置及类型，掺混管路H(即前收缩.管)的掺混效果更好。
 
本组所得数据是瞬态仿真的结果，在初始时
刻氢气摩尔分数为0，表示氢气还没扩散至指定位置。如图11掺混装置H为最佳掺混模型，在96D截面处，氢气摩尔分数随注入时间，由0到9.8%的变化过程。氢气流动扩散1.53s后，初次达到掺混均匀时，在96D截面处瞬时氢气摩尔分数为1.6%。天然气掺氢混掺管路E，F，G，H

　　分别经过3.06s，2.95s，2.94s，2.48s后，氢气的浓度等于进口氢气与甲烷的流量比(仿真结果是取到9.5%)，表示氢气已扩散至指定位置，并达到稳态。图12~图15是天然气掺氢混掺管路E，F，G，H分别在1.91s、1.89s、1.69s、1.53s时刻，掺混管路在不同距离截面处的氢气摩尔分数云图，与稳态时的摩尔分数不同。.
 
 
　　对比图12~图15，四种类型掺混管路的管道截面氢气浓度变化规律很相似。在螺旋管道出口.处氢气均存在明显的左右分层现象。但随着距离的增加，最终均能达到掺混均匀，氢气基本不再有分层的状态。但不同类型管道达到此状态所需的距离不一。如图12所示掺混管路E需约130D~140D的距离才能达到此状态，此时氢气摩尔分数约为0.9%;图13所示的掺混管路F同样需约130D~140D的距离达到此状态，此时氢气摩尔分数比掺混管路E略大，约为1%;图14所示的掺混管路G需约100D~110D的距离达到此状态，此时氢气摩尔分数约为1.2%;图15所示的掺混管路H需约90D~100D的距离达到此状态，此时氢气摩尔分数约为1.6%。
气体掺混后速度分布云图如图16所示。管道尺寸的变化会导致内部的气体流动速度突变，使得气体速度稳定下来所需的距离更远。掺混管路E，F，G，H均在约30D之后，速度等高线形状稳定下来，比单螺旋管(15D)的截面距离大一倍。
 

　　掺混管路(E，F，G，H)速度COV与截面位置的关系如图17所示。初始截面位置时,掺混管路(E，H)的速度COV最大，约为17%。而随着截面位置向管道的下游移动，这四种类型的掺混管路的速度COV均稳定在8%附近。虽然四种类型的掺混管路最终稳定时的COV差别很小，但相比掺混管路(E，F，G),掺混管路(H)的速度COV达到稳定时所需的距离最短，仅需10D。故掺混管路H为最佳掺混模型。
 
　　本文设置为10%的掺混比，稳态仿真的时候，组分浓度只是依赖于进口流量比。但在瞬态仿真的时候，组分浓度不仅依赖于进口流量比，还跟流体的运动时间、状态有关。瞬态计算中，发展阶段变化属于介质置换过程(初始管内全部甲烷)，详细讨论各掺混管路的氢气浓度演化的过程。而达到稳定后，沿程的变化特征反映的是氢气和甲烷分层及其滑移效果，氢气密度小，相同截面间压差会有更大的流动速度，摩尔浓度小于进口流量直接计算值。通过对比在相同截面位置的掺混管路A氢浓度(图4)对应速度(图8)以及掺混管路E的氢浓度(图12)对应速度(图16)分析可得:只有当二者掺混均匀后，气体组分间相互作用，均质、同速运动，进口流量直接计算的摩尔浓度才与实际相符。计算结果氢气摩尔浓度偏低9.8%(入口设置的10%)，正反映了非均匀掺混状态，甚至明显分层结构下，氢气流速高过甲烷，存在明显介质间滑移现象这个事实。也进一步证明掺混效果对真实速度正确和正确测量的必要性。
2.3适应性条件
　　只有当混合气体掺混均匀，且管道内气体流速已达到充分稳流的对称分布状态时，才能保证超声波流量计计量的正确率。因此，本文结合不同结构的掺混管路仿真模拟结果，保证超声流量计计量正确率的推荐安装位置如表2所示。由表2可知螺旋管的匝数以及变径管位置对流量计安装距离的影响最大。
news-images/news-2036_wps 
3结论
　　为研究不同天然气掺氢管路结构对超声波流量计安装距离的影响，本文针对不同匝数螺旋管路、单螺旋结合变径管路进行CFD仿真模拟，得到氢气摩尔分数云图以及反映其掺混均匀度的μ和COV的变化规律，最终得到最佳掺混模型及超声波流量计安装距离。具体内容如下。
(1)对于不同匝数螺旋管的气体流动分析,在0~20D间μ的变化最为剧烈，即此时气体扰动最为剧烈，气体掺混主要在这一范围进行。一般螺旋的匝数越多，超声流量计安装距离越短。当增加到三螺旋时仅需15D。此后再增加匝数已无实际意义，增加到六螺旋时的超声流量计安装距离仍为15D。.
(2)对于单螺旋结合变径管的气体流动分析，在0~25D间μ的变化最为剧烈，此范围气体掺混效率更好。相比变径管的类型，其安装位置明显对超声流量计安装距离影响更大。同样的膨胀管安装在前端(107D)比后端(136D)所需的距离少19D，同样的收缩管安装在前端(96D)比后端(136D)所需的距离少26D。而同样位置的不同类型变径管，其超声流量计安装距离差异性较小。
(3)不同匝数螺旋管下，掺混装置C为最佳掺混模型，氢气流动扩散初次达到掺混均匀度μ时，在15D截面处瞬时氢气摩尔分数为3.9%;单螺旋管结合变径管下，掺混管路H为最佳掺混模型，氢气流动扩散初次达到掺混均匀度μ时，在96D截面处瞬时氢气摩尔分数为1.6%。

本文来源于网络,如有侵权联系即删除！