摻氫天然氣管路結(jié)構(gòu)對超聲波流量計適應(yīng)性計算流體力學(xué)仿真研究

賈冠偉, 冀守虎, 閆雙杰, 李睿, 楊沐村, 許未晴, 蔡茂林

(1.河南大學(xué)物理與電子學(xué)院, 開封 475004; 2.氣動熱力儲能與供能北京市重點實驗室, 北京 100191;3.國家管網(wǎng)集團科學(xué)技術(shù)研究總院, 廊坊 065000; 4.國家電投集團科學(xué)技術(shù)研究院有限公司, 北京 102209;5.北京航空航天大學(xué)自動化科學(xué)與電氣工程學(xué)院, 北京 100191)

氣候變化是關(guān)乎全體人類命運的共同挑戰(zhàn),減少溫室氣體的排放既是國際潮流又是大勢所趨[1]。從2016年《巴黎協(xié)定》提出無碳未來以及碳中和的方向計劃[2],再到2020年中國構(gòu)建的“30·60雙碳目標”[3],各國越發(fā)重視綠色低碳減排。氫能可以滿足能源低碳化轉(zhuǎn)型需要,是連接化石能源和可再生能源的橋梁[4]。國際氫能協(xié)會預(yù)測氫能有望在2050年占據(jù)全球終端能源消費的22%,達到6.6億 t[5]。預(yù)計到2050年可累計減少800億t二氧化碳排放,占所需總減排量的20%[6]。目前氫能的運輸成本高是限制其發(fā)展的重要因素。氫氣主要通過長管拖車、管道輸送、液氫槽車等方式運輸[7]。純氫管道具有長距離、大規(guī)模、耗時短等優(yōu)勢,其建設(shè)成本是天然氣管道的2.5倍,過高的建設(shè)成本限制了其發(fā)展[8]。而利用現(xiàn)有中國天然氣管網(wǎng),將氫氣注入天然氣管路摻混,可增加氫氣輸送量并有效降低氫氣輸運成本[9-10]。

氫氣與天然氣的物理化學(xué)性質(zhì)差異性較大。將氫氣摻入天然氣后會改變管道內(nèi)氣體的流動狀態(tài)以及流速、溫度、壓力等參數(shù)的變化[11]。管道內(nèi)部分區(qū)域氫氣分布不均勻,會導(dǎo)致輸送系統(tǒng)計量裝置的誤差增大。因此對摻氫天然氣管道輸送系統(tǒng)計量監(jiān)測是很有必要的。超聲波流量計以其精度高、抗干擾性強、可雙向計量等優(yōu)勢,廣泛應(yīng)用于天然氣流量計量[12]。而基于混合氣體的超聲波流量計量需滿足管道內(nèi)氣體摻混均勻且已充分紊流發(fā)展[13]。

目前全球共有39個天然氣摻氫管道示范項目,年輸送量高達2 900 t[14]。2004年,歐盟開展NaturalHy項目[15]研究天然氣摻氫比例對管道輸送以及終端用戶的影響。2007年,荷蘭開展VG2項目[16]進行天然氣摻氫的家用性能分析。2014年,法國建立GRHYD摻氫天然氣項目[17]初始摻氫比為6%,驗證天然氣管路摻氫的可行性。2019年,中國開展朝陽可再生能源摻氫示范項目[18],驗證氫氣流量隨動定比摻混的穩(wěn)定性,進而建立完整的氫氣制取-儲運摻混-綜合利用產(chǎn)業(yè)標準。2022年,中國建立包頭-臨河干線[19],設(shè)計全長235 km的10%摻氫天然氣管道。大量的工業(yè)示范項目為摻氫天然氣管道輸送提供了準確的依據(jù)。在實驗項目開展前可先采用計算流體力學(xué)理論方法對摻氫天然氣的流場進行分析,探究超聲波流量計在管道中的適應(yīng)性。Zheng等[20]分析天然氣渦流和彎曲流動。將超聲波聲軌跡偏移、渡越時間等與理想流場的結(jié)果對比。渦流導(dǎo)致計量誤差增加10%,而彎曲流導(dǎo)致的計量誤差則增加13%。盧林沖等[21]對90°彎頭和三通下游內(nèi)的甲烷流場進行模擬,分析非軸向速度分量對超聲波流量計聲道速度測量的影響。水平布置的聲道抗干擾能力優(yōu)于45°聲平面布置的聲道。韓思奇等[22]分析雙彎管及收縮管道下雙聲道超聲波流量計安裝位置。超聲波流量計的安裝位置至少為20D(D為管路直徑),安裝角度在45°時可最大限度保證測量精度。Chen等[23]針對文丘里噴嘴裝置的流場特性分析V型雙聲道超聲波氣體流量計的測量精度。當(dāng)管道流速較小時,低流量區(qū)誤差較大,流量畸變會影響測量精度。當(dāng)超聲波氣體流量計結(jié)合上游含有單彎頭或雙彎頭的管道時,誤差加倍。Li等[24]設(shè)計縱橫比為10∶1的矩形流體通道,減小超聲波傳輸區(qū)域中的速度分布不均勻性,此流量調(diào)節(jié)器可減少超聲波氣體流量計6%的示值誤差。中外對于超聲波流量計的計量大多是針對單一氣體條件下進行聲道位置、數(shù)量改進、設(shè)置旋流器等,以縮短超聲波流量計的安裝位置,缺少對摻氫天然氣混合氣體的研究。鑒于此,通過計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)仿真手段,研究摻氣天然氣管道結(jié)構(gòu)為T型管、單螺旋管、單螺旋+前收縮管內(nèi)的氣體摻混規(guī)律及速度分布,并推薦超聲波流量計在摻混管路的安裝位置,為超聲波氣體流量計的準確計量提供參考。

1 摻氫天然氣管路模型

1.1 數(shù)值仿真模型

為研究摻混管路結(jié)構(gòu)對摻氫天然氣摻混狀態(tài)的影響,使用Design modeler構(gòu)建3種摻混管路的三維模型,如圖1所示。摻混管路A型、B型和C型分別為T型管、單螺旋管、單螺旋+前收縮管。由于將密度較輕氫氣從底部充入天然氣管路能取得較好的摻混效果。因此,設(shè)計從管路底部充入氫氣。具體參數(shù)設(shè)置為管路直徑D=100 mm,甲烷入口直徑為1D,氫氣入口直徑為0.5D,出口直徑1D,螺旋管曲率半徑2D。收縮管長度3D,直徑最小處0.5D。為使氣體充分摻混,將摻混點下游管路總長度設(shè)置為250D。

圖1 摻混管路的局部幾何模型Fig.1 Local geometric models of the mixing pipeline

1.2 數(shù)學(xué)模型

氣體在管路中的流動需遵循連續(xù)性方程、動量方程和能量方程等基本控制方程。

天然氣和氫氣在管路摻混流動時的連續(xù)性方程為

(1)

式(1)中:ρ為氣體密度,kg/m3;t為時間,s;u、v、w分別為氣體流動速度在x軸、y軸和z軸方向上的分量,m/s。

摻混流動時的動量守恒方程為

(2)

摻混流動時的能量守恒方程為

(3)

式(3)中:k為氣體傳熱系數(shù),W/(m3·K);cp為混合氣體的比熱容,J/(kg·K);T為溫度,K;ST為流體內(nèi)熱源和因黏性作用流體機械能轉(zhuǎn)化為熱能部分,J。

天然氣、氫氣摻混過程中壓力、流量等氣體參數(shù)的變化會導(dǎo)致氣體密度、動力黏度發(fā)生變化。摻氫天然氣密度的表達式為

(4)

式(4)中:pop為摻氫天然氣的工作壓力,Pa;p為相對于pop的局部相對壓力,Pa;R為氣體常數(shù);T為氣體溫度,K;Yi為第i種氣體的質(zhì)量分數(shù);Mi為第i種氣體的相對分子質(zhì)量。

摻氫天然氣動力黏度的表達式為

(5)

式(5)中:μi為第i種氣體的動力黏度,Pa·s;xi為第i種氣體的體積分數(shù)。

在管路中建立監(jiān)測截面,每個截面上設(shè)置23個監(jiān)測點,采集所有監(jiān)測點處的氫氣濃度以及速度。以摻混均勻度μ和速度變異系數(shù)(coefficient of variation,COV)來評價混合程度。

氣體摻混均勻度μ的計算公式為

(6)

速度COV的計算公式為

(7)

1.3 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分的數(shù)量和質(zhì)量對模擬計算結(jié)果至關(guān)重要。不僅決定計算結(jié)果的準確性和收斂性,還對計算機的硬件性能提出了要求。選用三角形網(wǎng)格法對流體域進行網(wǎng)格劃分。一般認為網(wǎng)格尺寸越小,網(wǎng)格數(shù)量越多,仿真計算的結(jié)果就越精確。但網(wǎng)格數(shù)量太多對計算精度的提升很小,反而會降低計算效率,因此要平衡計算精度與網(wǎng)格數(shù)量。選用10%摻氫體積比下的A型摻混管路模型為代表,分析稀疏、中等、稠密3種網(wǎng)格特點對出口氫氣濃度變化的影響進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,結(jié)果如表1所示。可以看出,隨網(wǎng)格數(shù)量增加,不同網(wǎng)格特點對出口處氫氣摩爾分數(shù)波動很小。評價系數(shù)在0～1范圍內(nèi),偏斜系數(shù)越接近0網(wǎng)格質(zhì)量越好,質(zhì)量系數(shù)越接近1網(wǎng)格質(zhì)量越高。綜合網(wǎng)格平均偏斜系數(shù)和網(wǎng)格平均質(zhì)量系數(shù)分析,3種網(wǎng)格特點下的網(wǎng)格質(zhì)量均滿足模型需求,可以忽略網(wǎng)格對仿真計算結(jié)果精度的影響。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Table 1 Grid independence specification

1.4 邊界條件設(shè)定

湍流模型選用最具有適用性的標準k-ε模型(k為湍動能;ε為耗散率),適用于氣體摻混計算,在減小計算量的同時保證了計算精度。在操作條件中設(shè)定溫度為300 K,重力沿y軸負方向為9.8 m/s2。進行摻氫體積比為5%、10%、20%仿真。管道入口均設(shè)置為速度進口邊界條件,摻氫比為5%時主管道入口速度為6.75 m/s(流量為190.8 m3/h),摻混管道入口速度為1.42 m/s(流量為10.0 m3/h);摻氫比為10%時主管道入口速度為6.75 m/s(流量為190.8 m3/h),摻混管道入口速度為3 m/s(流量為21.2 m3/h);摻氫比為20%時主管道入口速度為6.75 m/s(流量為190.8 m3/h),摻混管道入口速度為6.75 m/s(流量為47.7 m3/h)。主管道和摻混管路入口初始湍流參數(shù)一致,湍流強度為5%,湍流黏度比為10。管道出口設(shè)置為壓力出口邊界條件,出口回流湍流強度為5%,回流湍流黏度比為10。水力直徑為0.1 m。主管道入口氣體為甲烷,摻混管入口氣體為氫氣,最后利用SIMPLEC算法進行計算求解。

2 流場分析

在工業(yè)實踐活動中判定氣體的摻混效果時,一般認定摻混均勻度μ≥95%時,氣體在微觀上已摻混均勻。Yan等[25]以摻混均勻度μ是否≥95%,來判定混合氣體是否摻混均勻。支管的氫氣注入會導(dǎo)致管道內(nèi)流速畸變,同時在流動擴散過程中會改變氣體組分的濃度分布。甲烷和氫氣流經(jīng)摻混管路時,會受到湍流以及濃度差的影響,加速氣體擴散,最終摻混均勻。但不同的摻混管路的摻混效果(時間以及摻混距離)差異性是很大的。

2.1 摻混均勻度

圖2為不同摻氫比下3種摻混管路內(nèi)氣體摻混均勻度與摻混點下游截面位置的關(guān)系。可以看出,所有摻混管路的氣體摻混均勻性均隨著摻混距離的增加呈現(xiàn)上升趨勢。如圖2(a)所示,在摻氫比為5%時,A型混合管路在氣體摻混下游198D實現(xiàn)氣體摻混均勻。為了進一步縮短氫氣和天然氣摻混均勻的距離,在A型混合管路的結(jié)構(gòu)上增加單螺旋管,構(gòu)成B型管路。與A型摻混管路相比,加入了單螺旋管后的B型摻混管路,可以增強管路內(nèi)的湍流強度。管路內(nèi)的氣體擾動增強,氫氣和天然氣摻混均勻所需的距離明顯縮短。在距離摻混點不遠處(摻混距離為20D),A型摻混管路的摻混均勻度接近0。而B型摻混管路摻混均勻度已高達71%,遠優(yōu)于A型摻混管路。在氣體摻混下游125D的距離,B型管路的摻混均勻度達到摻混均勻的要求。在B型摻混管路的基礎(chǔ)上增加收縮管形成的C型摻混管路,在氣體摻混下游53D的距離,摻混均勻度已經(jīng)達到摻混均勻的要求。

圖2 摻混管路(A型、B型、C型)摻混均勻度與管路截面位置關(guān)系Fig.2 Relationship between the mixing uniformity of the mixing pipeline(A type、B type、C type) and pipe section position

圖2(b) 、圖2(c)為摻氫比為10%、20%時3種摻混管路的氣體摻混均勻度發(fā)展規(guī)律,與圖2(a)基本相同。在10%摻氫比時3種摻混管路達到氣體摻混均勻的距離分別為173D、65D、39D;在20%摻氫比時3種摻混管路達到氣體摻混均勻的距離分別為128D、86D、34D。

2.2 摻混均勻處的氫濃度變化

圖3為不同摻氫比下3種摻混管路內(nèi)下游氣體摻混均勻處的氫氣濃度隨流動時間變化的過程。如圖3(a)所示,摻氫比為5%時,A型摻混管路摻混,在t=2.4 s后,在氣體摻混下游198D處有明顯氫氣充入。此后1.7 s內(nèi)氫氣的濃度飛速上升,向5%處趨近。t=4.1 s之后該處氫氣濃度基本不再發(fā)生變化;在t=2 s后,B型摻混管路在氣體摻混下游125D處有明顯氫氣充入。此后1.5 s內(nèi)氫氣的濃度飛速上升,向5%處趨近。t=3.5 s之后該處氫氣濃度基本不再發(fā)生變化;在t=0.9 s后,C型摻混管路在氣體摻混下游53D處有明顯氫氣充入。此后1 s內(nèi)氫氣的濃度飛速上升,向5%處趨近。t=1.9 s之后該處氫氣濃度基本不再發(fā)生變化;復(fù)雜的摻混結(jié)構(gòu)不僅可以縮短氣體摻混均勻所需的距離,而且可以在更短的氣體流動時間內(nèi)實現(xiàn)摻混均勻。

圖3 摻混管路(A型、B型、C型)摻混均勻處的氫氣濃度隨流動時間變化過程Fig.3 Relationship between the mixing uniform location of the mixing pipeline(A type、B type、C type) and flow time

摻氫比為10%、20%時與摻氫比為5%時的時間規(guī)律近似。但可以明顯看出,摻氫比越大(即流速越大),達到摻混所需的時間會更短。如10%摻氫比下C型摻混管路t=1.4 s之后摻混均勻處氫氣濃度已基本不再發(fā)生變化,比5%摻氫比下的C型摻混管路縮短0.5 s。

2.3 截面氫濃度分布

為了更清晰明了地觀察天然氣摻氫混摻管路的摻混結(jié)果,建立摻混管路的部分橫截面。3種類型摻混管路氣體在不同摻氫比下?lián)交旌蟮慕孛嫫骄鶜錃饨M分摩爾分數(shù)曲線以及摩爾分數(shù)云圖,如圖4所示。如圖4(a)所示,在80D后3種摻混管路截面的平均氫氣摩爾分數(shù)均不再波動,穩(wěn)定在4.95%附近,但并不代表位置氣體已摻混均勻,摩爾分數(shù)云圖才能直觀地體現(xiàn)截面上的氫氣分布規(guī)律。A型摻混管路初始時氫氣上下分層現(xiàn)象明顯。此后氫氣逐漸向上擴散直至摻混距離約在200D處達到摻混均勻,此時氫氣摩爾分數(shù)為4.97%;B型摻混管路約125D處達到摻混均勻,此時氫氣摩爾分數(shù)約為4.95%;C型摻混管路氫氣的分層呈現(xiàn)從中心到邊緣的濃度逐漸下降的趨勢。約60D處達到摻混均勻,此時氫氣摩爾分數(shù)為4.92%;如圖4(a)、圖4(b)所示,摻氫比10%、20%時的截面氫氣濃度分布規(guī)律與5%摻氫比的基本相同。同樣是初始時A型摻混管路氫氣上下分層明顯,C型摻混管路氫氣呈現(xiàn)管道中心到邊緣減少。說明摻氫比對濃度變化過程的影響較小。摻氫比為10%時約在100D后3種摻混管路截面的平均氫氣摩爾分數(shù)均不再波動,穩(wěn)定在9.85%附近;摻氫比為20%時約在100D后3種摻混管路截面的平均氫氣摩爾分數(shù)均不再波動,穩(wěn)定19.72%附近。

2.4 速度分布

氣體摻混后速度分布云圖,如圖5所示。可以看出,摻氫比為5%時A型摻混管路在20D時速度等高線形狀就已穩(wěn)定下來,遠小于摻混均勻所需的距離(198D)。流速分布合理,距離管道中心線越近其速度越快,符合黏性定律。管道結(jié)構(gòu)變化會導(dǎo)致內(nèi)部的氣體流動速度突變,使得氣體速度穩(wěn)定下來所需的距離更遠。B型摻混管路在20D時的速度的不對稱性非常明顯,直到60D處速度等高線才穩(wěn)定下來,小于摻混均勻所需的距離(125D)。C型摻混管路速度充分紊流發(fā)展所需的距離同樣為60D,大于摻混均勻所需的距離(53D)。說明管路結(jié)構(gòu)越簡單,速度充分紊流發(fā)展所需的距離越短。

L為摻混距離圖5 摻混管路(A型、B型、C型)的截面位置氣體速度分布Fig.5 Gas velocity distribution at sectional position of the mixing pipeline(A type、B type、C type)

對比不同摻氫比下的同一種摻氫管路的氣體分布規(guī)律,三者的速度分布云圖形狀基本相同。如B型摻混管路在5%、10%、20%摻氫比下速度分布均是從殘月形向半月型,最終向滿月型(即已充分紊流發(fā)展)發(fā)展。說明摻氫比對流速的畸變發(fā)展影響較小。

2.5 速度COV

摻混管路速度COV與截面位置的關(guān)系如圖6所示。可以看出,5%摻氫比時在20D～240D,A型摻混管路的速度COV全程在為10%波動狀態(tài),且皆不超過11%。B型摻混管路的速度COV在20D～60D時突變很大,從9%縮小到近4%后迅速增大到10%。在60D之后的速度COV變化規(guī)律與A型摻混管路近似,其同樣一直在約10%波動狀態(tài)。隨著截面位置向下游移動,在20D時C型摻混管路的速度COV較大,約為21%。這是由于氣體流經(jīng)收縮管、螺旋管后的流速畸變非常劇烈。此后在20D～40D(直管)間的速度COV迅速減小到10%,此后同A型、B型摻混管路相同,在10%附近波動狀態(tài)。

圖6 摻混管路(A型、B型、C型)速度COV與截面位置關(guān)系Fig.6 Relationship between the velocity COV of the mixing pipeline(A type、B type、C type) and section position

10%摻氫比下B型摻混管路的速度COV波動性最大,在13%±1%附近;20%摻氫比時的速度COV與5%摻氫比的類似,3種摻混管路速度COV均很快穩(wěn)定在10%。

2.6 壓損分析

摻氫天然氣在管道內(nèi)摻混流動時,由于管路本身的結(jié)構(gòu)、管壁的粗糙度、內(nèi)部氣體的流速溫度變化等影響,管路內(nèi)的壓力會隨著管道長度的增加而降低。計算摻混管路不同摻氫比下各截面上的平均壓力與摻混點入口壓力的差值,管路內(nèi)的壓損與摻混距離的關(guān)系如圖7所示。可以看出,不同摻氫比,A型、B型摻混管路的壓損與摻混距離都是基本呈線性關(guān)系的。說明單螺旋管結(jié)構(gòu)對管道內(nèi)部流體的壓力影響幾乎為零。而C型摻混管路在0～20D的壓損明顯大于20D之后壓損。這是由于摻氫天然氣經(jīng)過C型摻混管路時,收到收縮管干擾作用較大,在其后方形成一個壓力相對較低的區(qū)域,管道內(nèi)的壓降增加。氣體流經(jīng)單螺旋后進行直管,壓力增大,管路內(nèi)的壓損減小。此后隨著長直管道距離的增加,管路內(nèi)氣體的壓力減小,壓降基本成線性增大。

圖7 摻混管路(A型、B型、C型)壓損與截面位置關(guān)系Fig.7 Relationship between the pressure drop of the mixing pipeline(A type、B type、C type) and section position

2.7 適應(yīng)性安裝位置

只有當(dāng)混合氣體摻混均勻,且管道內(nèi)氣體流速已達到充分紊流發(fā)展的對稱分布狀態(tài)時,才能保證超聲波流量計計量的準確性。因此,結(jié)合摻混管路結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果,保證超聲流量計計量準確性的推薦安裝位置,如表2所示。在相同摻氫體積比條件下,由A型到C型的均勻度位置也是逐漸減小的。如5%摻氫體積比的條件下,摻混均勻位置由198D降低到53D,降幅高達73%。隨著摻氫體積比的增加,相同摻混管路的均勻位置逐漸縮小。如C型摻混管路,由53D減小到34D。相比A型摻混管路,結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜的管道(B型)可以有效縮短安裝距離。但C型摻混管路,增加管道復(fù)雜性時雖然進一步縮短了摻混距離,但同時導(dǎo)致了氣體充分紊流發(fā)展所需的距離進一步增大。如20%摻氫體積比的條件下,由B型到C型的氣體充分紊流發(fā)展所需距離由50D增加到80D。因此超聲波流量計的安裝要充分平衡考慮混合氣體的摻混均勻性、充分紊流發(fā)展所需的流動距離。

表2 不同摻混管路下游的超聲流量計適應(yīng)性推薦Table 2 Adaptability of ultrasonic flowmeters downstream of different blending mixing pipeline

3 結(jié)論

為研究不同天然氣摻氫管路結(jié)構(gòu)對超聲波流量計安裝位置的影響。針對T型管、單螺旋管、單螺旋+前收縮管這3種摻混管路進行CFD仿真模擬研究,得到氫氣摩爾分數(shù)云圖、速度云圖以及摻混均勻度μ和速度COV的變化規(guī)律。最終得到不同摻氫比下的最佳摻混模型及超聲波流量計安裝位置。得出如下結(jié)論。

(1)對于復(fù)雜摻混管路(B型、C型)的氣體流動分析,在0～20D時μ的變化最大,即此時氣體擾動最為劇烈,氣體摻混主要在這一范圍進行。在20D時,不同摻氫比下B型、C型摻混管路的摻混均勻度均已達到70%以上。而A型摻混管路在20D的摻混均勻度接近0。一般管道越復(fù)雜,氣體流量越大,氣體摻混效果越好,20%摻氫比下的C型摻混管路達到摻混均勻的距離僅為34D。

(2)對于3種摻混管路的氣體流動分析,復(fù)雜管路氣體擾動越劇烈會導(dǎo)致氣體流動達到充分紊流發(fā)展所需的距離越遠。A型摻混管路最簡單,5%、10%、20%摻氫比下均在20D處氣體就已充分紊流發(fā)展;而最復(fù)雜的C型摻混管路在氣體流量較大時(20%摻氫比)時,在80D處混合氣體才能達到充分紊流發(fā)展,遠大于其摻混均勻所需的距離(34D)。

(3)超聲波流量計的安裝需綜合考慮混合氣體的摻混均勻性、充分紊流發(fā)展所需的流動距離。3種類型摻混管路,在5%摻氫比時,C型摻混管路為最佳摻混模型。氫氣大約流動擴散1.9 s后在60D截面處達到摻混均勻且混合氣體充分紊流發(fā)展,此時該位置氫氣摩爾分數(shù)為4.92%;在10%摻氫比時,B型摻混管路為最佳摻混模型。氫氣大約流動擴散1.5 s后在65D截面處達到摻混均勻且混合氣體充分紊流發(fā)展,此時該位置氫氣摩爾分數(shù)為9.82%;在20%摻氫比時,C型摻混管路為最佳摻混模型。氫氣大約流動擴散1.5s后在80D截面處達到摻混均勻且混合氣體充分紊流發(fā)展,此時該位置氫氣摩爾分數(shù)為19.58%。