陈珂，等：天然气管道掺氢输送对离心压缩机气动性能的影响
陈珂 王硕琨 杜文海 张伟
北京石油化工学院机械工程学院·氢能研究中心
摘要：为研究天然气管道掺氢输送对离心压缩机气动性能和稳定工作范围的影响，以川气东送管道的 GE PCL503压缩机为研究对象进行三维几何建模，采用 RANS 方法对该压缩机进行三维仿真模拟并与文献实验数据进行对比，验证了数值仿真模型的准确性。基于三维仿真模型研究了不同掺氢比、进口温度对离心压缩机气动性能和喘振裕度的影响。结果表明：随着天然气掺氢比的提高，压缩机的总压比和喘振裕度随之下降，当掺氢比达到 20％时，喘振裕度降低 19.78％，压比下降 6.44％。在近喘振工况下，泄漏涡轨迹前移，泄漏涡强度得到增强，进而扩大了压力面低速区域面积，进一步加快了泄漏流与主流、压力面二次流的掺混，加剧了压力面流动分离和下游通道堵塞程度，其是导致掺氢比增加后压缩机稳定工作范围减少的主要原因。在 10％掺氢比下，当进口温度由 288 K 升至323 K 时，对于相同的体积流量，离心压缩机的总压比降低 4.27％，等熵效率下降 0.65％，喘振裕度增加 13.03％，能量流量下降 17.4％。研究结果可为天然气掺氢输送压缩机的设计及安全运行提供理论基础。
关键词：天然气管道；掺氢输送；离心压缩机；数值模拟；气动性能；喘振裕度
现今，氢能凭借其清洁环保、利用率高、应用领域广等特点被世界各国看作是全球能源架构发展的重要方向[1]。目前氢气输送常用的方式为气态输送、液态输送及固态输送。气态输送方式根据运输工具的不同可分为管道输送和长管拖车输送，其中管道输送是大规模、远距离运输氢气最有效的方式[2]。管道输送纯氢气体具有建设周期长、成本高的特点，相比之下天然气管道掺氢输送既减少了天然气使用过程中的碳排放，也有利于降低管道建设和维护成本[3-4]，能有效促进氢能行业的发展。天然气管网受水力摩阻、管道材质、环境温度等因素影响，若增加混合气体中氢气的浓度会使管道压力损失增大[5]，进而导致压缩机负荷增大，稳定工作范围降低，极易引发压缩机失速或喘振状态。而天然气离心压缩机作为管网中重要的增压设备，其实际工作性能与气体组分密切相关[6]，因此，深入研究掺氢后压缩机内部流场的变化对于压缩机安全运行、提高输气效率影响重大。
国内外学者主要通过实验测试、数值模拟、相似理论等方法对掺氢天然气管网开展研究。Bainier 等[7]通过建立管网输运模型研究了不同掺氢比对天然气物性以及管网内压缩机性能的影响，研究结果表明在相同增压比条件下，当掺氢比分别为 10％、40％时，管网输送的能量分别降低了 4％、14％，同时压缩机消耗的功率分别增加了 7％、30％。周静[8]运用 Pipeline Studio软件，采用相似性理论探究了掺氢比 0~30％下压缩机的性能变化，发现随着掺氢比的增加，压比曲线下移，在失速边界周围，压比最高降低 20.7％；联合管网分析，平衡工作点向小流量、低压力偏移，压力、流量分别下降了 6％、10％。王玮等[9]采用流体力学相似理论，将离心压缩机与掺氢天然气管网联合进行一维分析，发现随着掺氢比增加，管网与压缩机的平衡工作点下移；掺氢比由 0 增加至 30％时，压比下降了 20％，对应的压力、流量分别降低了约 7％、11％。朱建鲁等[10]利用 SPS 仿真软件建立压缩机动态模型，研究发现天然气掺氢后压缩机的喘振区域增大，稳定工作区变窄。与纯天然气时相比，天然气掺氢比分别为 10％、20％、30％时，压缩机入口标准体积流量分别降低了 13％、26％、42％；喘振区分别扩大约 7％、16％、28％。上述研究主要是采用一维简化模型和相似理论方法对管道与压缩机联合工作系统建立管网模型，模型中气体采用理想状态气体方程并对压缩机模型进行简化，忽略掺氢后压缩机内部能量损失和性能变化。Meira等[11]扩展了美国航空航天局（National Aeronautics and Space Administration，NASA）提出的冲击损失理论，考虑到压缩机内部的单向可压缩流，结合索阿韦-雷德利希-邝氏（Soave-Redlich-Kwong，SRK）和贝内迪克特-韦德-鲁宾（Benedict-Webb-Rubin，BWR）两种状态方程对压缩机模型进行修正，该模型对于压缩机掺氢后的性能预测更加准确。
综上，目前采用 CFD 软件研究掺氢比例对天然气管网性能的影响已较为普遍，但天然气管道掺氢比对压缩机性能影响的研究主要采用相似理论，这需要压缩机流动完全相似；而天然气掺氢会导致压缩机工质物性的变化，降低了掺氢后压缩机的性能预测精度。因此，为了提高天然气管道掺氢输送的安全性和可靠性，深入探究天然气掺氢后对离心压缩机气动性能和喘振裕度的影响尤为重要。根据现有川气东送管道的GE PCL503 天然气压缩机实测工况数据[12-13]和搜集到的主要几何尺寸，对其进行三维数学建模，利用数值模拟手段分析了不同掺氢比、环境温度下压缩机内部的三维流场，重点研究不同天然气掺氢比对离心压缩机气动性能和喘振边界的影响，以期为天然气掺氢管网的安全运行、管网压缩机的设计及选型提供理论指导。
1 模型建立
依据目前公开发表论文中的关于 GE PCL503 压缩机各工况点实验数据[12-13]和搜集到的主要几何尺寸（表 1），采用 Concepts NREC 软件对该压缩机进行一维气动设计及三维几何建模。
表 1 GE PCL503 压缩机主要几何尺寸表
Table 1 Main geometric dimensions of GE PCL503 compressor
依托广泛应用在叶轮机械的三维 CFD 仿真计算软件 NUMECA，采用 AutoGrid5 对压缩机进行网格划分，使用结构化网格。为了提高计算效率，计算域网格采用单通道网格，流道均采用 H&I 型结构化网格拓扑结构（图 1）。利用 NUMECA FINE/Turbo 软件对圆柱坐标系下雷诺平均 Navier-Stokes 方程进行求解，选用在复杂流场有良好处理能力并兼具良好鲁棒性的 Spalart-Allmaras 湍流模型。空间的离散格式采用二阶精度的中心差分格式，时间项选取 4 阶 Runge-Kutta 方法进行迭代求解推进获得定常解，CFL 数为3.0，计算中采用实际气体物性参数，设置第一层网格高度为 0.04 mm，Y+约为 1，满足湍流模型的要求。根据实验的边界条件，设置计算的边界条件：入口温度为 318 K，进口压力为 8.101 MPa，固体壁面采用绝热、无滑移条件，给定进口压力、温度、出口静压及进口气流角。
（a）完整叶轮
（b）叶片前缘局部图
图 1 GE PCL503 压缩机叶轮网格示意图
Fig. 1 Grid diagram of GE PCL503 compressor impeller
采用数值计算软件 NUMECA 中 TabGen 程序可以生成与其求解器相适用的物性表格文件，其工作原理为：根据所需参数范围调用 NIST REFPROP 数据库以生成相适用的 30 个物性表格文件供求解器调用，求解器使用表格时插值点数为 150，使用三次插值法将物性表格划分范围设定为 250~500 K、6~15 MPa。其中对比验证使用的天然气气体体积分数含量与文献 [13]保持一致（表 2）。
表 2 对比验证使用的天然气气体组分体积分数表
Table 2 Volume fraction of natural gas components used for comparison verifification
在计算过程中，由于流量很大，收敛曲线在迭代过程中的残差值很小，方均根残差下降至 10-6 量级处收敛。等转速工况下，大流量工况向小流量工况进行计算，根据流量变化情况适当缩小出口静压输入值间隔，从而保证完整的获取压缩机性能变化情况。在峰值效率点和近喘振边界点附近尽可能降低背压值间隔，以此获取较为准确的最高等熵效率点和喘振边界。
为此，共选取 6 种网格数目（0.37×106、0.856×106、1.25×106、1.35×106、1.57×106、2.02×106）进行网格无关性验证（图 2），可见，当网格数量大于 1.35×106 时，总压比不再变化，等熵效率变化小于 1％，权衡计算精度和成本，选用 1.35×106 网格为计算网格。
（a）总压比-网格数
（b）等熵效率-网格数
图 2 网格无关性验证图
Fig. 2 Grid independence verifification diagram
为了进一步验证模型的准确性，对所建压缩机模型进行数值模拟，在 6 788 r/min 转速下得到的压缩机性能模拟值与文献 [13] 实验值进行比较（图 3），可见，模拟值与实验值吻合较好，能够很好的达到预期效果。相比实验值，模拟值在小流量区偏小，在大流量区偏大。尽管模拟结果与实验结果有一定区别，但二者变化规律接近，误差小于 5％，同时预测得到的喘振边界也较为接近。这主要是由于设计得到的 GE PCL503压缩机与原型机几何尺寸存在一定误差，但由于主要研究天然气掺氢对离心压缩机气动性能和喘振边界的影响，因此，可认为上述建模得到的离心压缩机具有一定的代表性，可用于天然气掺氢性能的评估。
（a）总压比-流量
（b）等熵效率-流量
图 3 转速 6 788 r/min 下模拟得到的压缩机性能曲线与文献 [13]实验曲线对比图
Fig. 3 Comparison between the simulated compressor
performance curve at 6 788 r/min and the experimental curve in literature [13]
2 离心压缩机气动性能影响因素分析
为分析压缩机在近喘振工况下的性能和流场结构，进一步保证物性计算的准确性和可靠性，采用NIST REFPROP 软件对天然气物性参数进行计算。NIST REFPROP 是由美国国家标准与技术研究所开发的计算工业重要流体及其混合物热力学性质的软件，在天然气物性计算结果中显示出极高的精度和良好的稳定性[14-15]。不同掺氢比对应的混合气体物性参数不同，共设计 5 种不同掺氢比的混合气体，其进口工况下的气体参数均采用 NIST REFPROP 查询（表 3）。
表 3 不同摩尔质量掺氢比组分及其气体参数工况表
Table 3 Gas components at different hydrogen blending ratios by molar mass and their gas parameter conditions
当转速为 6 788 r/min 时，采用上述模型计算得到不同掺氢比（0~20％）下离心压缩机的性能曲线（图 4），可见，在保持转速不变时，随着掺氢比的增大，压缩机的总压比大幅降低，但等熵效率只是略有降低。以体积流量 7 500 m3/h 为例，当掺氢比从 0 增大到 20％时，压缩机总压比降低了 6.02％，等熵效率只略微降低 0.58％，数值仿真后处理得到压缩机出口温度下降 4.82 K。
（a）总压比-流量
（b）等熵效率-流量
图 4 不同掺氢比下离心压缩机的性能曲线
Fig. 4 Performance curves of centrifugal compressor at different hydrogen blending ratios
为了定量分析掺氢对长输管道水力和热力状态的影响，应提前制定适当的比较标准。由于天然气和氢气热值相差较大，掺氢后会改变天然气的体积热值，因此体积流量不能真实反映管道的输气能力。在此，引入能量流量[16]，以体积流量 7 500 m3/h 为例，可得到不同掺氢比下压缩机的性能参数（表 4），可见，掺氢比20％的工况比未掺氢工况的能量流量下降了 21.19％。因此，提高天然气掺氢比会降低压缩机的总压比，同时减小管道输运的高位热值以及其能量流量。
表 4 体积流量 7 500 m3/h 时不同掺氢比下压缩机性能参数表
Table 4 Compressor performance parameters at different hydrogen blending ratios under volume flow of 7 500 m3/h
为了进一步准确评估掺氢比对压缩机稳定工作范围的影响，引入压缩机喘振裕度[17]。由图 4 可知，随着掺氢比的增大，压缩机喘振裕度逐渐变小，压缩机的稳定工作范围变窄。掺氢比越大，压缩机喘振裕度下降越明显，与未掺氢工况相比，掺氢比 20％时压缩机喘振裕度降低 19.78％，总压比下降了 6.44％。因此掺氢后压缩机喘振边界右移导致压缩机的稳定工作范围明显减少，增加了天然气管网安全运行风险。
工质的物性参数对于压缩机气动性能的影响较为重要，比热比作为一个单独的相似准则数，体现了不同工质物性差异最为本质的因素[18-19]。田志涛等[20-21] 推导了亚音速压气机中工质物性参数对压缩机的总压比、等熵效率及喘振流量的影响，研究表明：在亚音速压气机转子近失速点的折合流量随着比热比的增加而降低，并且比热比越大，近喘振点折合流量的变化率越小。由文献 [18] 可知，压缩机采用不同工质时的压比、等熵效率及近喘振点折合流量的大小只与压缩机进口相对马赫数和工质的比热比有关，在亚音速状态下，近喘振点的折合流量随着比热比增加、马赫数的减小而减小。以未掺氢时的模拟结果作为基准，采用文献 [18] 中总压比、折合流量及等熵效率计算公式，计算得到不同掺氢比下压缩机在近喘点的总压比、折合流量和等熵效率，并与采用上节的仿真模拟结果进行对比（表 5）。可见，压缩机的总压比、近喘振点折合流量、等熵效率的计算值与模拟值的误差均小于 5％，进一步验证了模型在近喘振工况范围数值计算的准确性。随着掺氢比的增加，混合气体比热比下降，叶轮入口处马赫数降低，进而在近喘振工况下总压比下降，近喘振边界流量增加。综上，掺氢比对压缩机性能存在一定影响，提高掺氢比能够在一定程度上缩短压缩机稳定工作范围，削弱对气体的压缩能力。
表 5 不同掺氢比下压缩机近喘点性能的理论值与模拟值对比表
Table 5 Comparison of theoretical values and simulated values of compressor performance under near-surge condition at different
为了进一步探究掺氢比对压缩机特性变化产生影响的机理，以离心压缩机峰值效率工况点作为研究对象。采用上述模型模拟得到不同掺氢比下 95％叶高处静压分布云图（图 5），可见，未掺氢时叶片前缘附近出现明显的低压区，压力面前缘的低压区相比吸力面前缘区域更为明显，逐步蔓延到叶片通道下游区域，更贴近于主叶片前缘压力面区域。随着掺氢比增加，低压区域逐渐减小，叶轮通道流动能力增强，说明增加掺氢比能优化通道内的压力梯度分布，此为压缩机效率随掺氢比增加的主要原因。
（a）未掺氢
（b）掺氢比 20％
图 5 不同掺氢比下叶片 95% 叶高处静压分布云图
Fig. 5 Static pressure distribution at 95% blade height under different hydrogen blending ratios
采用上述模型模拟得到不同掺氢比下叶片弦长30％~70％处的相对马赫数分布云图（图 6）及叶片弦长 30％~50％处的泄漏涡结构云图（图 7），可见，未掺氢时叶顶低速区由两部分组成：①起始于主叶片前缘叶根处，逐渐蔓延到轴向弦长处，弦长 75％处减弱。② 38％轴向弦长处存在泄漏涡，至 48％轴向弦长处出现泄漏涡破碎现象，与来自相邻叶片的泄漏流汇总致使低能流体在主叶片压力面壁面形成堆积。随着掺氢比增大，泄漏流与主流交界面更加靠近前缘，在 20％掺氢工况下提前至轴向弦长 34％处，泄漏点后形成泡状结构，泄漏涡破碎现象愈加剧烈，破碎轨迹更加贴近主叶片压力面壁面。压力面二次流受到机匣阻碍作用，发生偏转后与间隙泄漏流掺混流向压力面叶顶处堆积，与在尾缘堵塞区形成的逆压梯度共同作用下，致使低能气团堆积区域进一步扩大。这是由于受到进口来流速度减小并且进口攻角增大的影响，叶尖泄漏涡形成更大的逆压梯度，形成回流在相邻压力面一侧进行堆积，导致叶轮通道进口处被低能气团占据，阻塞情况愈发严重。这可能会导致叶片的压力面和吸力面压差减小，前缘负荷增大，低能气团堆积，同时掺氢比增加后混合气体黏度变大，更容易在端壁上发生流动分离，从而加快了主流、压力面二次流及叶尖泄漏涡的掺混，使得叶片通道堵塞严重，进而使得压缩机性能下降。
（a）未掺氢
（b）掺氢比 20％
图 6 不同掺氢比下叶片弦长 30%~70% 处的相对马赫数分布云图
Fig. 6 Relative Mach number distribution within 30% to 70% blade chord at different hydrogen blending ratios
（a）未掺氢
（b）掺氢比 20％
图 7 不同掺氢比下叶片弦长 30%~50% 处的泄漏涡结构云图
Fig. 7 Leakage vortex structure within 30% to 50% blade chord at different hydrogen blending ratios
通过上述分析可知，泄漏涡向下游流道移动的过程中与主流、压力面二次流发生掺混、破碎，形成失速团，进而导致通道堵塞，但对于发生失稳机理尚不清晰。采用上述模型模拟得到近喘振工况下掺氢比20％时叶片弦长 30％~70％处的相对马赫数分布云图（图 8）及主叶片前缘流场结构云图（图 9）。可见，在近喘振工况下，掺氢后更多的低速流体沿轮毂向叶顶处聚集，并且对于前缘叶根处和压力面端壁流动状态有所改善，但加剧吸力面通道内低速团聚集。转子通道内的逆压梯度是造成流动分离的主要因素，也是发生失速的主要因素之一[22]。提高掺氢比后对于进口轮毂处低速流体聚集起正向作用，进一步增大了摩擦损失和边界层分离损失。在逆压差的作用下，随着掺氢比增加，回流量的减少进一步加剧下游堵塞程度，致使流通面积减小进而提前出现流动失稳现象。这也是由于掺氢后气体更容易受到叶片表面相对运动产生的粘性摩擦作用影响；泄漏涡位置发生偏移，在前缘泄漏流作用减弱，泄漏流与主流交界面在叶片压力面上的轴向位置更偏向尾缘位置，进而在吸力面出现边界层分离现象。
图 8 近喘振工况下掺氢比 20% 时叶片弦长 30%~70% 处的
相对马赫数分布云图
Fig. 8 Relative Mach number distribution within 30% to
70% blade chord under near-surge condition at 20% hydrogen blending ratio
图 9 近喘振工况下掺氢比 20% 时主叶片前缘流场结构云图
Fig. 9 Flow fifield structure at blade leading edge under near-surge condition at 20% hydrogen blending ratio
因此可以推测，掺氢比增大引起喘振裕度降低的原因是掺氢后的气体在叶片表面相对运动产生的黏性摩擦作用驱动下，泄漏流轨迹位置前移，主泄漏流与来自相邻叶片的次泄漏流共同作用，使泄漏流与主流交界面在叶片压力面上的轴向位置更贴近尾缘，一定程度上汇入轮毂的低能流，扩大了尾缘吸力面分离区面积，使得堵塞状况进一步恶化，进而致使压缩机稳定区域减小、性能下降。
考虑当地环境平均温度为 288 K、最高温度为323 K，为研究进口温度对天然气掺氢离心压缩性能的影响，以掺氢比 10％为例，采用上述模型模拟得到了不同进口温度对压缩机性能的影响（图 10）。可见，进口温度对压缩机做功能力的影响较为明显。以体积流量 7 500 m3/h 为例，从图 10 可得到该工况下不同进口温度时压缩机的性能参数（表 6），可见，随着进口温度升高，离心压缩机的总压比降低 4.27％，等熵效率下降0.65％，能量流量下降了 17.4％。因此，在相同掺氢比下，随着环境温度的升高，压缩机的总压比会相应的降低，但压缩机的等熵效率只是略有下降，同时管道输运的高位热值以及其能量流量会明显降低。
（a）总压比-流量
（b）等熵效率-流量
图 10 不同进口温度下压缩机性能曲线
Fig. 10 Compressor performance curves at different inlet temperatures
表 6 体积流量 7 500 m3/h 时不同温度下压缩机性能参数表
Table 6 Compressor performance parameters under different temperatures at volume flow of 7 500 m3/h
3 结论
根据川气东送管道 GE PCL503 压缩机的实测数据进行了三维几何建模，使用三维仿真软件对建模结果进行了性能分析并与文献实验数据进行对比，证明了三维仿真模型的可靠性和准确性。基于所建模型，研究了不同掺氢比（0、5％、10％、15％、20％）、不同进口温度（288 K、298 K、318 K、323 K）对压缩机气动性能的影响，得出如下结论。
（1）当天然气掺氢比提高时，压缩机的总压比相应下降，但等熵效率只是略有降低；同时通过压缩机的能量流量明显降低。当天然气掺氢为 20％时，在相同的流量条件下，总压比、等熵效率分别下降 6.02％、0.58％，能量流量下降 21.19％。为了满足恒定能量流量的输送需求，当掺氢比增加时，需要提高离心压缩机的转速。
（2）天然气掺氢后，压缩机稳定工作范围会减小。从压缩机三维流场分析可见，当掺氢比提高时，泄漏涡强度会随之增强，流动分离诱发泄漏涡提前、强度增强是引发压缩机喘振裕度减小的主要原因。
（3）在相同的掺氢比例下，压缩机进口温度升高时，压缩机的总压比会相应的降低，同时管网输送的能量流量会明显降低。
（4）采用定常方法研究天然气掺氢对压缩机性能的影响，但尚未考虑压缩机与管网的共同工作特性曲线；同时管网内流量波动会导致压缩机进出口端面临非定常的工作条件，目前该方向研究尚浅，有待进一步深入研究。
编辑：张雪琴
审核：关中原
参考文献：
陈珂，男，1998 年生，在读硕士生，2020 年毕业于北京石油化工学院能源与动力工程专业，现主要从事叶轮气动热力学及气动设计专业方向的研究。
地址：北京市大兴区清源北路 19 号，102617。
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Email：1225283313@qq.com
本文发表于《油气储运》2023年第4期
文章来源：油气储运杂志社
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