中国为应对气候变化，提出2030年“碳达峰”与2060年“碳中和”的战略目标，以推动全球绿色低碳转型[1-4]。氢能作为清洁能源，可掺混于天然气管道实现远距离、大规模运输，有助于减少温室气体排放。
国内外对天然气管道掺氢进行了大量研究，欧盟Naturalhy项目研究了掺氢对天然气系统的影响[5]；荷兰Sustainable Ameland项目测试了5%~20%（本文所述掺氢比例均为体积分数）掺氢比例的实际应用情况，验证其可行性[6]；法国、英国和德国也开展了掺氢20%的项目[7-9]。2019年我国朝阳可再生能源掺氢示范项目首次实现10%掺氢[10]；2021年启动的掺氢减碳示范工程，建设了7.4 km输氢管线和试验平台[11]。
管道掺氢方式分为无混合器和有混合器两类。无混合器方式为直接注入氢气存在分层、氢脆和泄漏风险[12-15]。有混合器方式中，机械搅拌器和射流混合器安全性差[16-17]，静态混合器则通过内部元件促进掺混，结构简单且能耗低[18]。国外静态混合器包括美国的Kenics型、LPD型和瑞士的SMX型、SMV型、SMI型[19]；国内主要有SK型、SH型、SX型、SL型和SV型[20]。国内外针对静态混合器的掺混开展了大量研究。Kong等[21]将氢气和甲烷在Kenics型静态混合器中掺混，发现扰流元件的数目及排列布置均对掺混有影响。王泽斌等[22]对比了3种湍流模拟数值模型在SV型静态混合器中的混合效果，证实$k - \varepsilon $模型的模拟效果最优。吴伟等[23]模拟了SMV型静态混合器中水和甘油的混合情况，分析了波纹板数量、高度及混合流体入口参数对混合器混合效果和压降的影响。龚斌等[24]发现SK型混合器中不超过3个扰流元件时湍动增强，超过3个后湍动程度不再显著提升。
我国天然气掺氢研究起步较晚，现有静态混合器研究多集中于400 mm以下管径。本研究以氢气和甲烷为介质，采用FLUENT软件模拟管道流场，选取SK型（扭曲螺旋板）、SH型（内置双螺旋）和SMI型（开放式双错开半圆叶片）3种静态混合器，对比加注孔设置和结构差异的影响，分析长度、厚度、扭角及串联数量对掺混均匀度的影响，并提出优化方案，为静态混合器的工业应用提供理论依据。
混合模型作为简化的多相流模型，可描述各相在短空间尺度上达到局部平衡的过程。针对静态整流装置，忽略壁面温度对氢气和天然气混合的影响，建立的数学模型包括质量守恒、动量守恒、组分运输和湍流模型，为简化计算，用甲烷代替天然气进行模拟[25]。由于氢气和天然气在静态整流装置中呈湍流状态，选用标准$ k-\varepsilon $湍流模型进行数值模拟。
气体的混合均匀度是评价静态混合器性能的重要指标。采用变异系数评价掺混效果[22]，如式（1）所示。
式中：$ k_{{C}} $为气体体积分数的变异系数；${c_i}$为取样点处氢气体积分数；$\overline c$为所有取样点处氢气体积分数平均值；n为取样点个数（取截面所有网格节点）。
气体的掺混均匀度（σ）计算公式如式（2）所示。
σ值越大，表明气体混合越均匀，工业中通常以σ≥95%作为完全混合标准[23]。
不同静态混合装置的掺混通过浓度混合影响因子与综合混合系数来综合评定。ξ越大说明扰流元件的掺混效果越好，其计算式如式（3）所示[23]。
式中：$\xi $为浓度混合影响因子；kC0为无混合器时的变异系数；$ k_{{{C1}}} $为安装混合器后的变异系数。
气体流经整流装置时，因与元件表面的摩擦、涡流、折流和扩散等作用而导致动能损失。本研究采用由压力降推动的阻力损失系数[23]，如式（4）所示。
式中：λ为阻力损失系数；$\Delta p$为混合段压降，Pa；ρm为混合气体密度，kg/m3；V 为平均流速，m/s。
在数值分析过程中，优先考虑浓度混合效果，再结合混合过程中的压力损失，定义静态混合器的综合混合系数。当不安装静态混合器时综合混合系数为1，其值越高表示掺混效果越好，当综合混合系数小于1时，说明压降损失带来的影响过大，计算式如式（5）所示。
式中：η为综合混合系数；λ0为无混合器时的阻力损失系数；λ1为安装静态混合器后阻力损失系数。
采用CFD软件对5种管道模型进行数值模拟，研究天然气掺氢混合特性。注氢L弯管（不带孔）、注氢L弯管（带孔）、含SK型、SH型以及SMI型静态混合器的掺氢管道模型，几何结构如图1所示。主管直径813 mm，水平长度10 m，SK型、SH型和SMI型混合器长度分别为1.0、0.9和1.0 m。在距离天然气入口1 920 mm处，安装有弯管结构的注氢支管。支管直径为200 mm，安装于管道顶部，末端与主管同轴。无孔弯管为全通，带孔注氢弯管末端封堵并设有4排孔径为20 mm的注气孔，每排2个小孔。
采用四面体网格，对静态混合器内部扰流元件及注氢管等关键区域进行局部网格细化，以提高网格质量。以SK型混合器为例，建立网格数量分别为255394、369601、474545、576907和675363的模型，分析网格尺寸对掺混均匀度的影响。如图2所示，随着网格数量的增加，计算精度提高而掺氢均匀度降低；当网格数量超过576907时，该趋势趋于稳定，表明网格独立性已满足要求。因此，采用网格数量为576907的方案。
主管为甲烷进口，注入支管为氢气进口，两者均为速度入口边界条件，其中主管流速为6 m/s，管道工作压力为4.5 MPa；按10%的掺氢比例，由质量守恒定理计算确定支管流速为11 m/s；出口的边界条件为压力出口，静态混合器内表面以及扰流元件表面均为无滑移边界条件。压力速度耦合算法采用压力耦合方程的半隐式算法（semi-implicit method for pressure linked equations, SIMPLE）。
5种掺氢管道模型的氢气流线分布如图3所示，氢气高速射入主管后，受低速甲烷影响而减速，流速分布随流动发展趋于均匀；在SK型混合器中，氢气经过扰流元件时流速增大，随后沿扰流元件旋转方向流动并逐渐减速；在SH型混合器中，扰流元件使气体加旋加速，并形成两个明显漩涡；在SMI型混合器中，气体在扰流元件内的流速显著增加，管道内出现长距离的紊乱高流速区域。
5种模型的氢气含量分布如图4所示，氢气通过注入支管直接与甲烷混合时，刚注入的氢气集中在管道中部，呈现明显的分层现象；增加注气孔后，氢气更加充分射入主管，与甲烷预掺混，分层现象显著改善；增设SK型、SH型和SMI型混合器后，甲烷与氢气的分层现象明显改善。
为了分析不同氢气导流结构及扰流元件对掺混均匀度的影响，在管道5、6、7、8、9和10 m位置选取6个截面，对氢气分布均匀度进行分析，如图5所示。
由图5 （a）可知，通过全通弯管注入时，轻质氢气随流动向上偏移，掺混均匀度有所提升，但出口处均匀度仅为77.72%，表明管内存在分层现象，掺混效果不佳。由图5 （b）可知，在管道5 m处的掺混均匀度已超过无孔弯管出口处的均匀度，说明注气孔可显著改善混合效果，但分层现象未完全消除。由图5 （c）~图5（e）可知，在带孔弯管基础上增加 SK型、SH型及SMI型混合器后，管道出口处均匀度均超过95%，达到工业完全掺混标准。这表明带孔支管与混合元件的结合，可显著提高天然气掺混均匀度。
表1所列为不同混合器的输送管道综合评价，其中$\Delta {p_{{{\mathrm{H}}_2}}}$为注入支管入口到主管出口的压降，$\Delta {p_{{{\mathrm{CH}}_4}}}$为主管入口到出口的混合段压降。安装静态混合器后，输送管道压降显著增加，其中SK型混合器压降最小。SH型和SMI型混合器中，混合气体流速增大，管道内扰流增强，导致压降损失增大。SMI型混合器浓度混合因子较高，掺混效果较好，但压降损失也更大。综合比较，SK型混合器综合混合系数更高，在保证掺混效果的同时压降损失较小，表现更优。由于SK型混合器中混合气体通过扰流元件高流速混合并产生加旋效应，后续将对其结构参数进行深入研究。
图6所示为SK型混合器结构参数示意图。本研究首先对SK型混合器长度进行对比分析，在最优的混合器长度基础上进行混合器厚度分析，后依次分析扭角和串联数量对管道内氢气分布及混合均匀度的影响，以获得最优结构参数。
分别取SK型混合器长度为500、750、1000、1250和1500 mm进行研究，图7所示为不同混合器长度下截面氢气含量变化，截面分别取混合器后端1、2、3、4和5 m位置。结果表明，掺混均匀度随混合器长度（L）的增大而减小；当混合器长度为500 mm时，掺混效果最佳，在混合器后端3 m处无明显分层现象；750 mm长度的混合器次之，管道后端掺混趋于稳定；而1000 mm及以上长度的混合器在管道末端仍存在分层现象，掺混效果相对较差。
表2对比了不同长度混合器的管道性能参数。结果表明，500 mm混合器的浓度混合影响因子最大，掺混效果最佳，但由于其压降较高，综合混合系数略低于750 mm的混合器；1250 mm的混合器性能最差。综合考虑掺混均匀度、综合混合系数及加工生产成本，750 mm的SK型混合器为最优选择。
固定长度750 mm，分别取混合器厚度为6、7和8 mm进行研究，图8为不同厚度混合器的混输管道在不同截面位置的氢气分布均匀度。由图8可知，3种厚度的混合器工况下管内掺氢均匀度相近，即厚度对混合器的掺混效果影响较小；厚度为7 mm的混合器掺混最先达到稳定状态。因此，选用7 mm厚度的SK型混合器模型进行后续分析。
当SK型混合器长度为750 mm、厚度为7 mm时，分别取扭角为90°、135°、180°和225°的SK型静态混合器进行对比。图9所示为不同混合器扭角工况下截面掺混均匀度变化。当混合器扭角为90°和135°时，主管内气体存在较明显的分层现象，且90°扭角的混合器混合均匀度最差；随着扭角的增加，掺混效果逐渐变好；扭角为180°和225°的混合器混合效果最好且差距极小。计算不同混合器扭角工况下掺氢天然气输送管道综合评价参数，结果显示，随着混合器扭角的增大，天然气从入口到出口的压降逐渐增加。其中，180°扭角的综合混合系数最高，为4.099；扭角为90°的混合器压降最小，但其浓度混合因子和综合混合系数也最低，混合效果较差；225°扭角的混合器掺氢均匀度最佳，但其压降系数也最高，为3.293，综合混合系数仅次于180°扭角的混合器。综上，180°扭角的混合效果最理想。
SK型混合器串联结构分别由1~4个混合器串联组成，扰流元件参数取前文分析出的最佳参数（长度为750 mm、厚度为7 mm、扭角为180°）进行讨论，并且叶片之间以90°接触安装。
图10所示为不同串联数量SK型混合器的截面氢气含量变化，分别取混合器后端1、2、3和4 m作为观测截面。从图10可以看出，混合器串联可以促进天然气与氢气的掺混；当串联数量（n）为4时，管内掺混效果最好，在混合器后端3 m处氢气分布均匀。
表3所列为不同串联数量混合器输送管道的综合评价参数。从表3可以看出，当混合器串联后天然气入口到混输气体出口压降增大，浓度混合因子也增大，掺混效果更好；当串联数量为4时，管内掺混均匀度最高，但压降也最大，综合混合系数次于3个混合器串联模型。综上所述，在保证掺混效果的同时，控制压降损失，串联3个混合器最佳，此时综合混合系数为5.657，相比优化前SK型混合器综合系数1.328增大了3.26倍。
1） 在掺氢输送管道中直接注入（直出型）氢气进行混合时，会在管道中间形成氢气高浓度区域，随着混合气体流动，氢气浓度逐渐减小，但在管道中出现了上下分层现象；将注氢管出口改为分散的注气孔时，氢气更加充分地射入天然气管道，氢气浓度减小，氢气分布相对较均匀，氢气与天然气分层现象得到明显改善。安装SK型、SH型、SMI型混合器后，氢气与甲烷混合更充分，均能达到工业上完全混合的标准（大于95%），未出现分层现象。
2） 在掺氢输送管道中安装静态混合器后，管道压降明显增加，装有SK型混合器的管道内压降比装有SH型与SMI型混合器的压降小，综合混合系数更高。SK型混合器掺混效果更优。
3） 通过对SK型混合器结构优化分析，发现对于天然气掺氢输送管道，3个长度为750 mm，厚度为7 mm，扭角为180°的SK型混合器串联时的掺混均匀度及综合掺混效果更优，其综合混合系数为5.657，较优化前SK型混合器结构增大了3.26倍。
2025, Vol. 54 Issue (3): 72-78 2025, Vol. 54 Issue (3): 72-78