趙桓禎，王建軍，周 圣，張 超，任相羿，楊晨娟

（1.西安石油大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，西安 710065；2.中國石油集團(tuán)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(jié)構(gòu)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(shù)（UCG）的發(fā)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(lǐng)域的重要研究方向之一。煤層經(jīng)氧化還原反應(yīng)形成的高溫煤氣在進(jìn)入生產(chǎn)井時(shí)，其最高溫度能夠接近900℃。在此溫度下，現(xiàn)行API套管強(qiáng)度難以滿足使用工況，對井筒的安全性及密封性造成嚴(yán)重威脅。為此，需采用噴淋注水工藝對高溫氣體進(jìn)行降溫，從而降低井筒整體溫度，準(zhǔn)確預(yù)測流體溫度分布，為后續(xù)煤氣化生產(chǎn)井井身設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

隨著CFD（計(jì)算流體力學(xué)）技術(shù)的發(fā)展，采用數(shù)值計(jì)算方法對流體換熱問題進(jìn)行數(shù)值模擬的研究越來越多，余清遠(yuǎn)等[1]對高溫?zé)峁軆?nèi)氣液兩相流進(jìn)行了傳熱特性分析；鄧小葉等[2]對波節(jié)管內(nèi)流體的溫度分布進(jìn)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(nèi)液氮相變傳熱特性進(jìn)行模擬。王文松等[4]采用數(shù)值模擬的方法，對殼式換熱器內(nèi)流體溫度與流動狀態(tài)進(jìn)行分析。王軍等[5]采用數(shù)值模擬計(jì)算方法對海底管道內(nèi)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(fā)段的壁溫、充液率下的傳熱效率進(jìn)行了數(shù)值模擬。王常斌等[7]采用數(shù)值計(jì)算的方法計(jì)算了埋地?zé)嵊凸艿姥爻虦亟担治隽斯艿缆裆?、管道半徑、管道流量、保溫層以及非穩(wěn)態(tài)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(shí)兩種流體的流動情況進(jìn)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(qū)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(chǎn)井產(chǎn)內(nèi)流體溫度場進(jìn)模擬，隨后改變噴淋液體質(zhì)量流量、噴淋錐角、霧化粒子直徑與噴淋周期，探討各參數(shù)對高溫氣體降溫效果的影響。

1 數(shù)學(xué)模型

本文在建立模型時(shí)做出如下假設(shè)[10-13]：（1）湍流模型選用Realizablek-ε湍流模型；（2）忽略噴淋管內(nèi)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(rèn)為是絕熱且無滑移壁面。

對于連續(xù)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(xù)性方程：

（2）動量守恒方程：

（3）能量方程：

（4）忽略化學(xué)反應(yīng)的發(fā)生，組分方程為：

（5）輸運(yùn)方程：

（6）離散相顆粒的運(yùn)動方程為：

式中：ρ為連續(xù)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(xiàng)；c p為定壓比熱容，J/（kg·K）；k為流體的傳熱系數(shù)；S T為黏性耗散項(xiàng)；c s為組分s的體積濃度，%；D s為組分s的擴(kuò)散系數(shù)；f i（i=x,y,z）為附加加速度項(xiàng)；為連續(xù)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(shù)；

2 數(shù)值計(jì)算

2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

考慮煤氣化生產(chǎn)井實(shí)際井身結(jié)構(gòu)，生產(chǎn)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(chǎn)出氣體流經(jīng)區(qū)域幾何模型，其流體區(qū)域結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示。將模型簡化為二維對稱模型并進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，面網(wǎng)格采用四邊形網(wǎng)格劃分，邊界網(wǎng)格劃分方式采用數(shù)量定義，生長比率為1，圖2所示為局部網(wǎng)格模型示意圖，共劃分網(wǎng)格155 000個(gè)，節(jié)點(diǎn)157 081個(gè)，網(wǎng)格平均質(zhì)量0.99 812，符合計(jì)算要求。

圖1 幾何模型

圖2 局部網(wǎng)格模型

表1 幾何模型結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2 求解設(shè)置

本文采用基于壓力的求解器、瞬態(tài)、湍流模型選擇Realizabek-ε模型，選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理近壁面區(qū)域，在求解控制中，同時(shí)開啟能量方程、組分輸運(yùn)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(shè)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(jié)果與討論

3.1 流體溫度場分析

圖3所示為在質(zhì)量流量為0.1 kg/s、噴淋錐角45°、粒子半徑為1 mm時(shí)不同噴淋時(shí)間下產(chǎn)出氣體溫度場分布情況。由圖可知，產(chǎn)出氣體溫度在0.2 s內(nèi)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(dǎo)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(jīng)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(nèi)流體的不規(guī)則運(yùn)動，使得高溫氣體溫度在一定區(qū)間內(nèi)上下波動，不能達(dá)到穩(wěn)定不變。

圖3 流體溫度場

3.2 質(zhì)量流量對降溫效果的影響

為分析質(zhì)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(xù)噴淋）下分別對質(zhì)量流量為0.05 kg/s、0.1 kg/s和0.15 kg/s下流體溫度場進(jìn)行模擬。圖4所示為0.2 s時(shí)各質(zhì)量流量下套管內(nèi)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(dāng)質(zhì)量流量為0.05 kg/s時(shí)，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(dāng)質(zhì)量流量增大到0.15 kg/s時(shí)，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(zhì)量流量在顯著提高降溫效果的同時(shí)也提高了對高溫氣體的降溫速率；同時(shí)，在較大的質(zhì)量流量下，出口處的溫度分布區(qū)間明顯減小。

圖4 噴淋質(zhì)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(zhì)量流量0.1 kg/s、粒子直徑1 mm、連續(xù)噴淋）下不同噴淋錐角下0.2 s時(shí)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(dāng)噴淋錐角達(dá)到40°以上時(shí)，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(dāng)噴淋錐角增大到60°時(shí)，壁面溫度最低降至為542℃；同時(shí)，當(dāng)噴淋錐角由30°增大至60°時(shí)，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(zhì)量流量0.1 kg/s、噴淋錐角45°、連續(xù)噴淋）一定的情況下，當(dāng)提高霧化程度以減小粒子直徑時(shí)，壁面與出口處氣體的降溫效果會顯著增大。當(dāng)噴淋液體被霧化為3 mm直徑粒子時(shí)，壁面溫度最低為821℃；當(dāng)粒子直徑霧化到1 mm時(shí)，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(dāng)粒子直徑由3 mm降低至2 mm時(shí)，出口處氣體最低為溫度由607℃升高至617℃，但當(dāng)繼續(xù)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(qiáng)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(zhì)量流量0.1 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°時(shí)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(xù)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(xù)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(shí)壁面溫度最低可達(dá)到716℃。圖7（b）為在質(zhì)量流量0.2 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°時(shí)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(zhì)量流量0.1 kg/s、粒子直徑1 mm、噴淋錐角45°下的連續(xù)噴淋情況做對，結(jié)果表明，當(dāng)噴淋周期為0.01 s時(shí)，可達(dá)到更好的降溫效果。另外，較大的噴淋周期將會導(dǎo)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(jié)束語

（1）本文分析不同參數(shù)下噴淋注水對煤炭地下氣化生產(chǎn)井內(nèi)產(chǎn)出氣體降溫效果的影響，結(jié)果表明噴淋液體的質(zhì)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(zhì)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(shù)對生產(chǎn)井筒進(jìn)行降溫。研究成果為煤炭地下氣化噴淋參數(shù)的選取提供了技術(shù)依據(jù)。

（2）通過對比周期性噴淋方式與連續(xù)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(dāng)?shù)闹芷谛試娏芸梢燥@著提高對產(chǎn)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(dǎo)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(jìn)一步研究。

（3）考慮到煤氣化生產(chǎn)井井下工況復(fù)雜，對于霧化噴頭及整體噴淋系統(tǒng)的建設(shè)還需進(jìn)行實(shí)物實(shí)驗(yàn)，以佐證本文結(jié)論的可靠性及可行性。