基于DMP模型與Realizable k-ε湍流模型的煤炭地下氣化高溫產出氣噴淋降溫分析*

趙桓禎，王建軍，周 圣，張 超，任相羿，楊晨娟

（1.西安石油大學機械工程學院，西安 710065；2.中國石油集團工程材料研究院有限公司石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室，西安 710077；3.中國石油長慶油田分公司第一采氣廠，陜西靖邊 718500）

0 引言

近些年來，煤炭地下氣化技術（UCG）的發展給我國煤炭資源的利用提供了新方法，成為了我國能源領域的重要研究方向之一。煤層經氧化還原反應形成的高溫煤氣在進入生產井時，其最高溫度能夠接近900℃。在此溫度下，現行API套管強度難以滿足使用工況，對井筒的安全性及密封性造成嚴重威脅。為此，需采用噴淋注水工藝對高溫氣體進行降溫，從而降低井筒整體溫度，準確預測流體溫度分布，為后續煤氣化生產井井身設計提供依據。

隨著CFD（計算流體力學）技術的發展，采用數值計算方法對流體換熱問題進行數值模擬的研究越來越多，余清遠等[1]對高溫熱管內氣液兩相流進行了傳熱特性分析；鄧小葉等[2]對波節管內流體的溫度分布進行了模擬，分析了波峰直徑、弧形段長度對流體傳熱特性的影響；張朋等[3]利用有限元軟件對密閉容器內液氮相變傳熱特性進行模擬。王文松等[4]采用數值模擬的方法，對殼式換熱器內流體溫度與流動狀態進行分析。王軍等[5]采用數值模擬計算方法對海底管道內試壓海水溫度場的變化及其引起的壓力變化。閆明宇等[6]對兩相閉式虹吸管在不同蒸發段的壁溫、充液率下的傳熱效率進行了數值模擬。王常斌等[7]采用數值計算的方法計算了埋地熱油管道沿程溫降，分析了管道埋深、管道半徑、管道流量、保溫層以及非穩態對管道傳熱的影響。王永興[8]對兩股流體的流動情況及混合時兩種流體的流動情況進行了模擬。游江等[9]利用有限元法對逆流密閉式冷卻塔填料區的膜狀流動用滴狀流動近似模擬。

本文采用有限元分析法，首先建立流體模型，對煤氣化生產井產內流體溫度場進模擬，隨后改變噴淋液體質量流量、噴淋錐角、霧化粒子直徑與噴淋周期，探討各參數對高溫氣體降溫效果的影響。

1 數學模型

本文在建立模型時做出如下假設[10-13]：（1）湍流模型選用Realizablek-ε湍流模型；（2）忽略噴淋管內液體換熱并且忽略流體溫度對流體物理性能的影響；（3）霧化模型采用滴液破碎模型；（4）噴嘴模型選用壓力旋流噴嘴；（5）所有壁面均認為是絕熱且無滑移壁面。

對于連續相流體來說，考慮其溫度變化與組分變化，其控制方程如下[14]。

（1）連續性方程：

（2）動量守恒方程：

（3）能量方程：

（4）忽略化學反應的發生，組分方程為：

（5）輸運方程：

（6）離散相顆粒的運動方程為：

式中：ρ為連續相流體密度，kg/m3；u、v、w為速度矢量在x、y、z方 向 上 的 分 量；μ為 動 力 黏 度，Pa·s；S u、S v、S w為x、y、z方向上的廣義源項；c p為定壓比熱容，J/（kg·K）；k為流體的傳熱系數；S T為黏性耗散項；c s為組分s的體積濃度，%；D s為組分s的擴散系數；f i（i=x,y,z）為附加加速度項；為連續相速度，m/s；-→為顆粒速度，m/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；f D為曳力函數；

2 數值計算

2.1 物理模型及網格劃分

考慮煤氣化生產井實際井身結構，生產套管選用外徑7 inch，壁厚12.65 mm的P110套管柱。圖1所示為噴淋管處產出氣體流經區域幾何模型，其流體區域結構尺寸如表1所示。將模型簡化為二維對稱模型并進行結構化網格劃分，面網格采用四邊形網格劃分，邊界網格劃分方式采用數量定義，生長比率為1，圖2所示為局部網格模型示意圖，共劃分網格155 000個，節點157 081個，網格平均質量0.99 812，符合計算要求。

圖1 幾何模型

圖2 局部網格模型

表1 幾何模型結構參數

2.2 求解設置

本文采用基于壓力的求解器、瞬態、湍流模型選擇Realizabek-ε模型，選用標準壁面函數處理近壁面區域，在求解控制中，同時開啟能量方程、組分輸運模型和離散相模型；壓力-速度耦合方式采用SIMPLE算法，對流相全部采用Second Order Upwind模式[15]。

2.3 邊界條件設置

（1）入口：入口類型采用Velocity-inlet，速度大小定為75 m/s，溫度為900℃，離散相BC類型為reflect。

（2）出口：出口類型采用Pressure-outlet，回流溫度為25℃，離散相BC類型為escape。

（3）壁面：壁面類型為絕熱無滑移壁面，離散相BC類型為reflect。

3 結果與討論

3.1 流體溫度場分析

圖3所示為在質量流量為0.1 kg/s、噴淋錐角45°、粒子半徑為1 mm時不同噴淋時間下產出氣體溫度場分布情況。由圖可知，產出氣體溫度在0.2 s內降溫迅速，由于噴淋液體在換熱過程中不斷吸熱，高溫氣體與液體之間溫差逐漸縮減，換熱效果逐漸降低，導致高溫氣體在噴嘴處降溫效果最為明顯，溫度可降至200℃以下；而壁面處降溫效果最差，經充分換熱后氣體溫度仍在600℃左右。由于粒子之間相互碰撞、氣液兩相之間相互干擾、氣體組分變化等因素的影響，造成流場內流體的不規則運動，使得高溫氣體溫度在一定區間內上下波動，不能達到穩定不變。

圖3 流體溫度場

3.2 質量流量對降溫效果的影響

為分析質量流量對降溫效果的影響，在其他條件相同的情況（粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°、連續噴淋）下分別對質量流量為0.05 kg/s、0.1 kg/s和0.15 kg/s下流體溫度場進行模擬。圖4所示為0.2 s時各質量流量下套管內壁面處氣體溫度與模型出口處氣體溫度的分布，由圖可知，當質量流量為0.05 kg/s時，壁面處氣體溫度最低為785℃，出口處氣體溫度最低為溫度為653℃；當質量流量增大到0.15 kg/s時，壁面處氣體的最低溫度可降至390℃，出口處氣體溫度最低為358℃。增大質量流量在顯著提高降溫效果的同時也提高了對高溫氣體的降溫速率；同時，在較大的質量流量下，出口處的溫度分布區間明顯減小。

圖4 噴淋質量流量對降溫效果的影響

3.3 噴淋錐角對降溫效果的影響

圖5所示為在相同條件（質量流量0.1 kg/s、粒子直徑1 mm、連續噴淋）下不同噴淋錐角下0.2 s時壁面處氣體溫度與出口處氣體溫度的分布，由圖可知，在較小的噴淋錐角下，增大噴淋錐角幾乎對降溫效果沒有任何影響，當噴淋錐角達到40°以上時，增大噴淋錐角會對降溫效果有小幅度影響：在40°噴淋錐角下，最低壁面溫度為589℃；當噴淋錐角增大到60°時，壁面溫度最低降至為542℃；同時，當噴淋錐角由30°增大至60°時，其開始降溫深度由1 158 mm升高至1 088 mm，降溫深度減少約6%。

圖5 噴淋錐角對降溫效果的影響

3.4 霧化粒子直徑對降溫效果的影響

圖6所示為不同霧化程度下壁面處氣體溫度分布與出口處氣體溫度分布。由圖可知，在其他條件（質量流量0.1 kg/s、噴淋錐角45°、連續噴淋）一定的情況下，當提高霧化程度以減小粒子直徑時，壁面與出口處氣體的降溫效果會顯著增大。當噴淋液體被霧化為3 mm直徑粒子時，壁面溫度最低為821℃；當粒子直徑霧化到1 mm時，壁面處氣體溫度最低可降低至557℃；對于出口氣體溫度分布來說，當粒子直徑由3 mm降低至2 mm時，出口處氣體最低為溫度由607℃升高至617℃，但當繼續增大霧化程度后，出口處氣體最低溫度將會隨之降低。由此可知，較大的粒子直徑會在噴淋初期有較強的降溫效果，但較小的粒子直徑將會提高整體降溫效果。

圖6 粒子直徑對降溫效果的影響

3.5 噴淋周期對降溫效果的影響

為討論噴淋周期對降溫效果的影響，圖7（a）所示為在質量流量0.1 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°時不同噴淋周期（0.002 s間隔、0.004 s間隔和0.005 s間隔）下和0.05 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°下的連續噴淋情況壁面處氣體溫度分布。由圖可知：在其他條件一定的情況下，連續噴淋降溫僅能使壁面溫度最低降至785℃；而采用周期性噴淋降溫時壁面溫度最低可達到716℃。圖7（b）為在質量流量0.2 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°時不同噴淋周期（0.004 s間隔、0.005 s間隔和0.01 s間隔）下壁面處氣體溫度分布，同質量流量0.1 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°下的連續噴淋情況做對，結果表明，當噴淋周期為0.01 s時，可達到更好的降溫效果。另外，較大的噴淋周期將會導致部分高溫氣體不能充分換熱，使得壁面溫度會有一定程度上升。

圖7 噴淋周期影響下的壁面處氣體溫度分布

4 結束語

（1）本文分析不同參數下噴淋注水對煤炭地下氣化生產井內產出氣體降溫效果的影響，結果表明噴淋液體的質量流量對降溫效果的影響最大，其次為霧化粒子直徑和周期性噴淋方式的影響，而噴淋錐角對降溫效果的影響并不明顯。建議選取0.2 kg/s質量流量、45°以上噴淋錐角、1 mm左右霧化粒子半徑、0.01 s周期性噴淋等參數對生產井筒進行降溫。研究成果為煤炭地下氣化噴淋參數的選取提供了技術依據。

（2）通過對比周期性噴淋方式與連續噴淋方式下壁面溫度分布情況可以確定：在總注水量一定的情況下，適當的周期性噴淋可以顯著提高對產出氣體的的降溫效果。但隨著噴淋周期間隔的增大，部分高溫氣體不能充分降溫，導致溫度會在一定程度上增高，不同工況下的噴淋周期的選取尚需做進一步研究。

（3）考慮到煤氣化生產井井下工況復雜，對于霧化噴頭及整體噴淋系統的建設還需進行實物實驗，以佐證本文結論的可靠性及可行性。