高速膨脹天然氣凝結流動特性

楊　文，曹學文，徐曉婷，李開源，王　迪

(中國石油大學 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580)

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高速膨脹天然氣凝結流動特性

楊文，曹學文，徐曉婷，李開源，王迪

(中國石油大學 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580)

摘要：結合氣、液相流動控制方程組、內部一致經典成核理論、Gyarmathy液滴生長模型、液滴表面張力模型、k-ω湍流模型及NIST真實氣體模型，對自行設計的Laval噴管內天然氣自發凝結流動過程進行數值模擬研究。結果表明，在Laval噴管擴張段內，隨著過冷度的增大，將發生甲烷氣體凝結成核及生長現象。對于固定出口馬赫數的噴管，更低入口溫度或更高入口壓力將使凝結發生在更靠近喉部處，且液滴成核率最大值及氣體濕度均更大；比熱比值將隨入口溫度的降低或入口壓力的升高而增大，導致壓降及溫降增大，較低的入口溫度或較高入口壓力將使出口溫度或出口壓力低于三相點，可能導致氣體無法液化。隨著壓比的增大，噴管內產生了激波，且逐漸向入口方向移動；激波產生后液化環境隨即被破壞，濕度立即變為0。噴管出口馬赫數增大對液滴成核率影響較小，能促進液滴生長過程，但過大馬赫數可能導致氣體無法液化。噴管出口處氣體未達到熱力學平衡狀態時，可在直管段內繼續凝結，同時壓縮波和摩擦效應將使得液滴氣化。各入口條件下，甲烷氣體在噴管出口處濕度均低于0.1，液化效率較低。

關鍵詞：超聲速；Laval噴管；凝結；激波；數值模擬

ENGO公司和Shell公司于1996年將超聲速旋流分離器引入天然氣處理加工領域，用于天然氣中水與重烴的分離，所設計的“3S”與“Twister Ⅱ”分離器均由旋流發生器、Laval噴管、旋流分離段、擴壓段等組成[1]。氣體流經Laval噴管絕熱膨脹至低溫、低壓，水蒸氣與重烴凝結，并在離心力作用下實現氣、液分離。超聲速旋流分離器具有密閉無泄漏、無需化學藥劑、結構緊湊輕巧、無轉動部件等優點，且氣體流經Laval噴管，在相同壓降情況下，較節流閥、膨脹機、蘭克管能獲得更大溫降[2]，因此得到了廣泛關注。國內外開展了較多關于超聲速旋流分離器旋轉流動特性、分離特性、凝結相變特性等理論及實驗研究[3-14]。

據國土資源部2013年公布數據[15]，我國天然氣剩余技術可采儲量約為4.0萬億m3，具有較大的開發應用前景，但天然氣特別是海上天然氣的開發必須解決運輸問題。液化天然氣(LNG)與氣態天然氣相比，體積只有原來的1/625左右，以LNG的形式對天然氣進行儲存、運輸及合理利用具有十分明顯的優越性。傳統天然氣液化技術存在系統復雜、合理制冷劑配比獲取困難、能耗大等缺點，急需開發新型天然氣液化技術。Wen等[16]、孫恒等[17]提出采用超聲速旋流分離技術液化天然氣，并開展了靜態液化過程研究。在此基礎上，筆者結合氣、液相流動控制方程組、液滴凝結理論、液滴生長理論等，研究無旋流作用下超聲速旋流分離器內天然氣動態凝結液化過程，并分析了入口參數、出口參數、噴管結構等對凝結過程的影響。

1Laval噴管結構及數值計算方法

1.1　Laval噴管設計

凝結過程主要發生在Laval噴管內。采用的Laval噴管為軸對稱型噴管，由噴管入口直管段、亞聲速收縮段、喉部及超聲速擴張段4部分組成。依據氣體動力學理論，收縮段設計采用雙三次曲線法[18]，喉部設計采用BWRS氣體狀態方程計算氣體熱力學參數，擴張段設計依據特征線法中的圓弧加直線方法，并對邊界層進行黏性修正設計，修正角取為0.5°[19]。利用MATLAB軟件編制結構設計程序進行設計計算，在入口壓力2 MPa、入口溫度180 K、氣體流量5000 Nm3/h工況下，設計出口馬赫數為2.5的噴管(喉部位于x=355.6408 mm處)，其結構示于圖1。

圖1　超聲速噴管結構示意圖

1.2　數值計算方法及驗證

1.2.1流動控制方程組

基于歐拉-歐拉雙流體模型，忽略氣、液相間速度滑移(凝結液滴顆粒粒徑較小，約為0.01～1 μm)，建立氣相及液相流動控制方程。式(1)～(3)為氣相控制方程組，包括質量方程式(1)、動量方程式(2)和能量方程式(3)。

(1)

(2)

(3)

不考慮兩相間的速度滑移，以及認為液滴溫度為當地壓力下的飽和溫度，只需對液相質量方程式(4)進行求解。為封閉方程組，增加液滴數目守恒方程及液滴半徑、數目、濕度(氣、液兩相中液相質量分數)關聯式(5)～(6)。

(4)

(5)

(6)

利用c語言編寫用戶自定義函數(UDF)添加質量方程、動量方程、能量方程源項，并通過用戶自定義標量(UDS)輸運方程在Fluent中增加液相流動控制方程組。

1.2.2凝結模型及表面張力模型

(1) 液滴成核率計算模型

基于Girshick等[20-21]提出的內部一致經典成核理論，考慮真實氣體效應，按式(7) 計算液滴成核率，按式(8)計算臨界半徑。

(7)

(8)

(2) 液滴生長速率計算模型

采用Gyarmathy模型[22]按式(9)計算液滴生長速率。

(9)

(3) 表面張力σ計算模型

利用NIST甲烷表面張力數據[23]，擬合得到σ計算模型，如式(10)和式(11)所示。當Tr<0.9時采用式(10)計算，當Tr≥0.9時采用式(11)計算。

(10)

(11)

1.2.3湍流模型和計算方法

k-ω模型適用于墻壁束縛流動及可壓縮流體流動，選用此湍流模型計算雷諾應力項以封閉控制方程組。Laval噴管中的氣體流動屬于高速可壓縮流動，采用密度基方法進行求解。流動控制方程組、湍流動能方程、湍流耗散率方程均采用二階迎風格式進行離散。

1.2.4氣體狀態的計算

低溫甲烷氣體已偏離理想氣體假設，采用NIST真實氣體模型進行計算。對于甲烷氣體，NIST模型可計算溫度范圍為90.6941～625 K，壓力范圍為0～1000 MPa。

1.2.5網格劃分及邊界條件設置

采用非結構化網格對Laval噴管進行網格劃分，考慮到邊界層的影響，對邊界層進行局部加密，并進行網格無關性驗證，最終確定網格數為15310。Laval噴管網格劃分情況見圖2。

圖2　Laval噴管網格劃分

Laval噴管進口設置為壓力進口，出口設置為壓力出口，固壁設置為無滑移、無滲流、絕熱邊界。壓力入口指定總壓、靜壓、總溫及湍流參數。對于超聲速流動，因所有流動參數將從內部外推得到，故而壓力出口不進行相應設置。對于改變背壓情況，壓力出口指定靜壓、回流總溫及湍流參數。

1.2.6數值計算方法的驗證

以已有的Laval噴管內水蒸氣自發凝結液化數據[24]驗證模型及數值計算方法。所用噴管喉部尺寸為10 mm×10 mm，喉部位于82.2 mm處，由半徑為53 mm和686 mm兩段圓弧光滑連接構成亞聲速與超聲速段。3組實驗噴管入口參數列于表1。

表1　水蒸氣自發凝結實驗中Laval噴管入口參數

因實驗中壓力較低、溫度較高，可假定水蒸氣為理想氣體，可參考文獻[1]計算水蒸氣物性參數(如定壓比熱、導熱系數、動力黏度系數、飽和蒸氣壓等)。基于上述流動控制方程組、成核率模型、生長模型及數值計算方法，計算水蒸氣在噴管內的凝結液化過程。噴管內中心軸線處p/p0分布(靜壓與入口總壓比值)數值計算結果與實驗結果對比如圖3所示。由圖3看到，模擬結果較好地捕捉到了凝結沖波現象，p/p0變化趨勢與實驗結果一致，且較為準確地預測了自發凝結發生起始位置(Wilson點)，說明所選用的數學模型及數值計算方法可模擬噴管內氣體自發凝結流動過程。

圖3　Laval噴管內水蒸氣自發凝結數值計算結果與

2結果與討論

2.1　Laval噴管入口參數對天然氣凝結特性的影響

2.1.1入口溫度的影響

圖4為不同入口溫度下(p0=2 MPa)Laval噴管內氣體濕度及液滴成核率分布。由圖4看到，氣體流經喉部進入擴張段內，隨著溫度及壓力的降低達到過飽和狀態并開始凝結，液滴逐步長大并形成氣、液兩相流動。該過程是一個不平衡的瞬態過程，隨著氣體的凝結，濕度逐步增大并趨近熱力學平衡狀態，成核過程在較窄區域內結束。圖5為根據美國國家標準與技術研究院數據[23]繪制而成的Laval噴管內溫度、壓力對氣體比熱比值的影響。根據氣體熱力學基礎，在相同壓力條件下，氣體比熱比值隨著溫度的降低而增大。對于固定出口馬赫數的噴管，比熱比值的增大將導致壓降及溫降增大(見式(12)和(13))[25]。數值計算結果表明，雖然壓力分布、溫度分布均隨入口條件改變而改變，但更低入口溫度能更快達到過飽和狀態，從而在更靠近喉部處發生凝結，且液滴成核率最大值及氣體濕度均更大。液滴成核率最大值及濕度越大，凝結釋放潛熱則越大，液滴成核率下降越快，使得成核區域更窄。

(12)

(13)

根據以上分析得出，保持入口壓力不變的情況下，可通過降低入口溫度以促進氣體的凝結液化，提高噴管的液化效率。

圖4　不同入口溫度Laval噴管內濕度(Y)和液滴成核率(J)分布

圖5　Laval噴管內溫度(T)、壓力(p)對氣體比

2.1.2入口壓力的影響

圖6為不同入口壓力下(T0=180 K)Laval噴管內氣體濕度及液滴成核率分布。氣體凝結過程與2.1.1節中所描述相同。同樣，在相同溫度條件下，氣體比熱比值隨著壓力的增大而增大(見圖5)。對于固定出口馬赫數的噴管，比熱比值的增大將導致壓降及溫降增大。數值計算結果表明，雖然壓力分布、溫度分布均隨入口條件改變而改變，但更高入口壓力能更快達到過飽和狀態，從而在更靠近喉部處發生凝結，且液滴成核率最大值及氣體濕度均更大，成核區域更窄。

根據以上分析得到，保持入口溫度不變的情況下，可通過提高入口壓力以促進氣體的凝結液化，提高噴管的液化效率。

圖6　不同入口壓力(p0)Laval噴管內濕度(Y)和液滴成核率(J)分布

2.1.3入口溫度和入口壓力范圍

本模擬研究氣體的凝結過程，即氣、液相間的轉變，因此僅考慮了溫度范圍在臨界點(190.564 K)與三相點(90.6941 K)間的凝結液化過程。依據甲烷相圖[26]可知，低于三相點時可能導致氣體無法液化，需進一步采用能準確描述低于三相點的氣、液、固相性質的狀態方程開展研究。

2.1.1和2.1.2節的結果表明，降低入口溫度或提高入口壓力可促進氣體的凝結液化。同時，根據圖5可知，壓力的提高或者溫度的降低將使得比熱比值增大，對于固定出口馬赫數的噴管，將導致壓降及溫降增大，也即入口壓力過高或入口溫度過低，將由于比熱比值的增大而導致出口溫度低于三相點可能造成氣體無法液化。對于本設計噴管，為使得出口參數不低于三相點，入口壓力為2 MPa時，其對應可用最低入口溫度為164 K，出口濕度為0.0859；入口溫度為180 K時，其對應可用最高壓力為2.4 MPa，出口濕度為0.0667。

改變入口壓力，其對應的最低入口溫度(保證出口溫度不低于三相點)及出口濕度列于表2。由表2可知，出口濕度均小于0.1，液化效率較低。

2.2　Laval噴管出口參數對天然氣凝結特性的影響

保持噴管入口參數不變，改變背壓，考察出口參數的改變對天然氣凝結特性的影響，結果示于圖7。圖7中的fp為背壓與入口壓力的比值，稱為壓比。從圖7(a)可以看出，隨著壓比的增大，噴管內壓力突躍增大，且逐漸向喉部方向移動，即產生了激波。圖7(b)表明，激波產生后，噴管內繼續凝結液化的環境被破壞，濕度即刻變為0。為保證噴管正常運行，需選擇合理背壓，使激波不進入噴管內。

超聲速旋流分離器中在噴管后接有旋流分離段、擴壓段，用以氣、液分離及壓能回收，筆者所在課題組所研制的超聲速旋流分離器可使壓比達到73%而不進入噴管內，最大限度回收壓能。此處研究未涉及到旋流分離段及擴壓段，僅考慮Laval噴管出口背壓對Laval噴管內激波產生情況的影響。對于所設計噴管，入口壓力2 MPa，入口溫度180 K，激波不進入噴管最大壓比為17%。

2.3　Laval噴管結構對天然氣凝結特性的影響

2.3.1出口馬赫數的影響

在入口壓力2 MPa、入口溫度180 K、氣體流量5000 Nm3/h工況下，利用所編制MATLAB程序，設計出口馬赫數為2.0、2.3、2.5的噴管，分析不同出口馬赫數噴管結構對天然氣凝結特性的影響，結果示于圖8。從圖8(a)可以看出，對于相同入口參數，出口馬赫數的不同對液滴成核率的影響很小，不同馬赫數的液滴成核率曲線幾乎重合；濕度逐漸增大，能夠促進液滴的生長過程。因此，可采用更高出口馬赫數噴管以提高噴管濕度。但根據式(12)和(13)可知，當馬赫數增大時，噴管溫降及壓降增大，圖8(b)也反映了這一情況，當馬赫數增大至某一值時，可使出口溫度或壓力低于三相點而可能導致無法液化。

表2　不同入口壓力(p0)下Laval噴管最低

2.3.2出口直管段的影響

根據超聲速旋流分離器結構，在Laval噴管出口處應接一等徑直管段用以氣、液分離。筆者暫未考慮旋流流動特性，僅分析直管段內凝結及氣化過程。圖9為入口壓力2 MPa、不同入口溫度下噴管軸線處及出口處濕度分布。從圖9可以看出，入口溫度為180 K時，噴管出口處增加直管段時，并未促進氣體的凝結，且發生了凝結液滴氣化現象；而入口溫度為190 K時，增加L/d=2(L為等徑管長度，d為等徑管直徑)直管段后，濕度約增加20%，繼續增加噴管長度，濕度增加幅度變化較小，同時伴有氣化現象發生。

圖7　不同壓比(fp)下Laval噴管內壓力(p)和濕度(Y)分布

圖8　不同出口馬赫數Laval噴管軸線處液滴成核率(J)、濕度(Y)、壓力(p)、溫度(T)分布

圖9　入口壓力2 MPa時不同入口溫度下噴管軸線處及

通過數值計算結果分析得出，直管段內氣體凝結特性為凝結過程、壓縮波、摩擦效應共同作用的結果。對于入口溫度190 K情況，噴管出口處存在較大過冷度(7.62 K)，氣流進入直管段后凝結過程繼續；從擴張段進入直管段內，通道面積縮小，氣流受到壓縮，產生壓縮波，影響氣體的凝結與氣化過程；由于摩擦效應，使得氣、液混合物溫度上升，導致液滴氣化，從而表現出開始時濕度有所增加直至熱力學平衡狀態，后受壓縮波、摩擦效應主導而發生氣化。對于入口溫度180 K的情況，噴管出口處過冷度為0.48 K，已趨于熱力學平衡狀態，在直管段中的流動過程主要受到壓縮波及摩擦效應的影響而發生氣化。

3結論

(1) 在Laval噴管擴張段內，隨著過冷度的增大，將發生甲烷氣體凝結成核現象，隨后液滴逐步長大，形成氣、液兩相流動。該過程是一個不平衡的瞬態過程；隨著氣體的凝結，濕度逐步增大并趨近熱力學平衡狀態，成核過程在較窄區域內結束。

(2) 對于固定出口馬赫數Laval噴管，更低入口溫度或更高入口壓力將使凝結發生在更靠近喉部處，且液滴成核率最大值及氣體濕度均更大；比熱比值將隨入口溫度的降低或入口壓力的升高而增大，導致壓降及溫降增大，較低的入口溫度或較高入口壓力將使出口溫度或出口壓力低于三相點而可能導致氣體無法液化；入口壓力為2 MPa時，其對應可用最低入口溫度為164 K，入口溫度為180 K時，其對應可用最高壓力為2.4 MPa。

(3) 隨著壓比(背壓與入口壓力比值)的增大，噴管內產生了激波，且逐漸向喉部方向移動。激波產生后液化環境即被破壞，濕度立即變為0；入口壓力2 MPa、入口溫度180 K情況下，激波不進入噴管最大壓比為17%。

(4) 對于相同入口參數的Laval噴管，出口馬赫數的增大對液滴成核率影響較小，可促進液滴的生長，但過高出口馬赫數可使出口溫度或壓力低于三相點，可能導致氣體無法液化。噴管出口處所接直管段內氣體凝結特性為凝結過程、壓縮波、摩擦效應共同作用的結果，出口處未達到熱力學平衡狀態時，可在直管段內繼續凝結，同時壓縮波和摩擦效應將使得液滴氣化。

(5) 各入口條件下，甲烷氣體在噴管出口處濕度均低于0.1，液化效率較低。在相同壓降情況下，噴管內溫降較節流閥、膨脹機、蘭克管更大，可將其應用于天然氣液化預冷工藝中，但需進一步研究在噴管內流動過程及預冷效率。超聲速旋流分離裝置具有節流閥、膨脹機、蘭克管等所不具有的優點，即可通過擴壓段進行升壓，利用多級超聲速旋流分離裝置進行液化，提高液化率，但需進一步研究該方法的可行性。乙烷等組分較甲烷易液化，以及乙烷等液滴可為甲烷提供凝結核心，可開展雙組分或多組分凝結過程研究，以提出促進液化的方法。

符號說明：

d——等徑管直徑，m；

E——總能，J/kg；

fp——背壓與入口壓力比值；

h——氣體總焓，J/kg；

hlg——凝結潛熱，J/kg；

J——液滴成核率，m-3·s-1；

kB——Boltzmann常數，1.3806505×10-23J/K；

keff——有效導熱系數，W/(m·K)；

Kn——克努曾數；

L——等徑管長度，m；

m——氣體分子的質量，kg；

mv——單位時間內單位體積凝結的液體質量，kg/(m3·s)；

Ma——馬赫數；

N——液滴數目，kg-1；

p——壓力，Pa；

p0——噴管入口總壓，Pa；

Prv——氣體Prandtl數；

rc——液滴臨界半徑，m；

rd——液滴半徑，m；

drd/dt——液滴生長率，m/s；

S——氣體飽和度；

Sh=mv(hlg-h)——能量源項，J/(m3·s)；

Sm=-mv——質量源項，kg/(m3·s)；

Su=-mvu——動量源項，kg/(m2·s2)；

SY=mv——濕度源項，kg/(m3·s)；

t——時間，s；

T——氣體溫度，K；

T0——噴管入口總溫，K；

Tr——對比溫度，K；

Ts——氣體壓力對應的飽和溫度，K；

ui，uj——軸向與徑向速度，m/s；

ui′，uj′——軸向與徑向速度波動，m/s；

x——軸向坐標，m；

xi，xj——軸向與徑向位置坐標，m；

y——徑向坐標，m；

Y——濕度；

δij——Kronecker delta數；

γ——氣體比熱比；

λv——氣體導熱系數，W/(m·K)；

μ——氣體黏度，(N·s)/m；

Δμ*——氣、液相化學勢差，J/mol；

v——液相摩爾體積，m3/mol；

θ——無因次表面張力；

ρ——混合相密度，kg/m3；

ρl——液相密度，kg/m3；

ρv——氣相密度，kg/m3；

σ——液滴表面張力，N/m；

τeff——有效應力張量。

參考文獻

[1] 文闖. 濕天然氣超聲速旋流分離機理研究[D]. 青島：中國石油大學, 2014.

[2] MALYSHKINA M M. The procedure for investigation of the efficiency of purification of natural gases in a supersonic separator[J]. High Temperature, 2010, 48(2): 244-250.

[3] JASSIM E, ABDI M A, MUZYCHKA Y. Computational fluid dynamic study for flow of natural gas through high-pressure supersonic nozzles: Part 1. Real gas effects and shockwave[J]. Petroleum Science and Technology, 2008, 26(15): 1757-1772.

[4] JASSIM E, ABDI M A, MUZYCHKA Y. Computational fluid dynamic study for flow of natural gas through high-pressure supersonic nozzles: Part 2. Nozzle geometry and vorticity[J]. Petroleum Science and Technology, 2008, 26(15): 1773-1785.

[5] KARIMI A, ABDI M A. Selective dehydration of high-pressure natural gas using supersonic nozzles[J]. Chemical Engineering Processing, 2009, 48(1): 560-568.

[6] LIU Hengwei, LIU Zhongliang, FENG Yongxun, et al. Characteristics of a supersonic swirling dehydration system of natural gas[J]. Chinese J Chem Eng, 2005, 13(1): 9-12.

[7] 蔣文明, 劉中良, 劉恒偉, 等. 雙組分混合物一維超音速分離管內數值模擬[J]. 石油學報(石油加工), 2008, 24(6): 697-701.(JIANG Wenming, LIU Zhongliang, LIU Hengwei, et al. Numerical simulation of two-component mixture in one-dimensional supersonic separator[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2008, 24(6): 697-701.)

[8] 蔣文明, 劉中良, 劉恒偉, 等. 超音速分離管內部流動的二維數值模擬與分析[J]. 工程熱物理學報, 2008, 29(12): 2119-2121. (JIANG Wenming, LIU Zhongliang, LIU Hengwei, et al. Two dimensional simulation and analysis of the flow in supersonic separator[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2008, 29(12): 2119-2121.)

[9] 文闖, 曹學文, 張靜, 等. 基于旋流的天然氣超聲速噴管分離特性[J]. 石油學報(石油加工), 2011, 27(1): 150-154. (WEN Chuang, CAO Xuewen, ZHANG Jing, et al. Separation characteristics of supersonic swirling flow nozzle for natural gas[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2011, 27(1): 150-154.)

[10] 文闖, 曹學文, 楊燕, 等. 超聲速旋流分離器內氣液兩相流流動特性[J]. 中國石油大學學報, 2011, 35(4): 129-133. (WEN Chuang, CAO Xuewen, YANG Yan, et al. Flow characteristics of gas-liquid two phase flow in supersonic swirling separator[J]. Journal of China University of Petroleum, 2011, 35(4): 129-133.)

[11] 馬慶芬, 胡大鵬, 邱中華, 等.超音速噴嘴渦流管氣體分離性能的數值模擬與實驗[J]. 石油學報(石油加工), 2011, 27(2): 297-307. (MA Qingfen, HU Dapeng, QIU Zhonghua, et al. Simulation and experiment on gas separation performance of a vortex tube with supersonic inlet nozzles[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2011, 27(2): 297-307.)

[12] 馬慶芬, 胡大鵬, 邱中華. 超音速冷凝分離過程的自發成核影響因素分析[J]. 石油化工, 2008, 37(9): 920-925. (MA Qingfen, HU Dapeng, QIU Zhonghua. Analysis of influencing parameter on spontaneous nucleation during supersonic condensing separation[J]. Petrochemical Technology, 2008, 37(9): 920-925.)

[13] 文闖, 曹學文, 楊燕, 等. 一種先旋流后膨脹型超聲速分離器脫水性能試驗研究[J]. 石油學報, 2012, 32(2): 310-314. (WEN Chuang, CAO Xuewen, YANG Yan, et al. A dehydration experimental on a new-style supersonic swirling separator[J]. Acta Petrolei Sinica, 2012, 32(2): 310-314.)

[14] WEN Chuang, CAO Xuewen, YANG Yan, et al. Numerical simulation of natural gas flows in diffusers for supersonic separators[J]. Energy, 2012, 37(1): 195-200.

[15] 中華人民共和國國土資源部資源概況:礦產資源[EB/OL]. 2013, http://www.mlr.gov.cn/zygk/#.

[16] WEN Chuang, CAO Xuewen, YANG Yan, et al. An unconventional supersonic liquefied technology for natural gas[J]. Energy Education Science and Technology Part A: Energy Science and Research, 2012, 30(1):651-660.

[17] 孫恒, 朱鴻梅, 舒丹. 3S技術在天然氣液化中的應用初探[J]. 低溫與超導, 2010, 38(1): 17-19. (SUN Heng, ZHU Hongmei, SHU Dan. Application of 3S technology in LNG process[J]. Cryo & Supercond, 2010, 38(1): 17-19.)

[18] 李震東. 超音速旋流分離器噴管設計與相變特性研究[D]. 青島: 中國石油大學, 2006.

[19] 易仕和, 趙玉新, 何霖, 等. 超聲速與高超聲速噴管設計[M]. 北京: 國防工業出版社, 2013.

[20] GIRSHICK S L, CHIU C P. Kinetic nucleation theory: A new expression for the rate of homogeneous nucleation from an ideal supersaturated vapor[J]. The Journal of Chemical Physics, 1990, 93(2): 1273-1277.

[21] GIRSHICK S L. Comment on: Self-consistency correction to homogeneous nucleation theory[J]. The Journal of Chemical Physics, 1991, 94(1): 826-827.

[22] GYARMATHY G. Grundlagen einer Theorie der Nassdampfturbine[D]. Zürich: Eidgenoessische Technische Hochschule Zuerich, 1962.

[23] National Institute of Standards and Technology, NIST Chemistry Webbook[EB/OL]. 2014, http://webbook.nist.gov/chemistry/.

[24] MOSES C A, STEIN G D. On the growth of steam droplets formed in a Laval nozzle using both static pressure and light scattering measurements[J]. Journal of Fluids Engineering, 1978, 100(3): 311-322.

[25] 潘錦珊, 單鵬, 劉火星, 等. 氣體動力學基礎[M]. 北京: 國防工業出版社, 2012.

[26] 楊文, 曹學文. Laval噴管設計及在天然氣液化中的應用研究[J]. 西安石油大學學報(自然科學版), 2015, 30(2): 75-79. (YANG Wen, CAO Xuewen. Design of Laval nozzle and its application in liquefaction of natural gas[J]. Journal of Xi’an Shiyou University (Natural Science Edition), 2015, 30(2): 75-79.)

Flow and Condensation Characteristics of Natural Gas With High Speed Expansion

YANG Wen，CAO Xuewen，XU Xiaoting，LI Kaiyuan，WANG Di

(CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China)

Abstract：Natural gas spontaneous condensation process in designed Laval nozzle was numerically simulated by using gas governing equations, liquid governing equations, internally consistent classical nucleation theory, Gyarmathy model, surface tension model, k-ω model and the NIST real gas model. The results showed that gas condensation and liquid growth of methane occurred in the Laval nozzle divergent section with the increase of undercooling. A lower inlet temperature or higher inlet pressure made the condensation occur closer to the throat, and the maximum value of nucleation rate and the gas humidity be larger for a nozzle with fixed exit Mach number. The gas outlet temperature or pressure would be lower than the triple point at too low inlet temperature or too high pressure because of the effect of specific heat ratio, and the gas might not be liquefied. Shock waves generated in Laval nozzle moved towards to the inlet with the increase of pressure ratio. The condensation environment was destroyed when the shock waves generated, and the humidity immediately reached zero. The increase of outlet Mach number could promote the liquid growth, and had no apparent influence on the nucleation rate. Too high outlet Mach number would cause the liquefaction of gas. Gas condensed in the constant cross area duct when it didn’t reach thermodynamic equilibrium at the outlet of nozzle, and liquid re-evaporated because of compression waves and fraction effect. The humidity at different inlet conditions was lower than 0.1 and the liquefaction efficiency was low.

Key words：supersonic; Laval nozzle; condensation; shock wave; numerical simulation

中圖分類號：TE86

文獻標識碼：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.01.011

文章編號：1001-8719(2016)01-0073-09

基金項目：國家自然科學基金項目(51274232)資助

收稿日期：2014-09-23

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方面的研究

通訊聯系人： 曹學文，男，教授，博士，從事多相流及油氣田集輸技術方面的研究；E-mail:caoxw2004@163.com