何法江， 曹偉武， 匡江紅

（1.上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海工程技術(shù)大學(xué) 能源與環(huán)境工程研究所，上海 201620）

氣化器是廣泛應(yīng)用于液氮、液氧、LNG（液化天然氣）等低溫液體氣化工藝中的重要設(shè)備，它將低溫液體加熱氣化至一定溫度后送入輸送管網(wǎng)并配送至用戶終端.LNG氣化器常用型式有開架式、沉浸式、中間介質(zhì)式和空溫式等［1］，這些氣化器各有特點(diǎn)，但均存在結(jié)冰和氣化率低等問題，因此對氣化器的研究始終不斷.

Nobuya himoto［2］開發(fā)了一種基于開架式的高性能氣化器，采用內(nèi)外管結(jié)構(gòu)，低溫液體流入內(nèi)管后再流入內(nèi)外管夾層，夾層中低溫液體先被加熱，同時加熱內(nèi)管的低溫液體，由于該氣化器采用逐漸加熱方式，有效地消除了管外結(jié)冰現(xiàn)象，保證了換熱面積的有效性，提高了傳熱效率.畢明樹等［3］對沉浸式氣化器進(jìn)行了數(shù)值模擬，討論了換熱管傾斜角、射流氣體雷諾數(shù)、射流噴嘴與換熱管的相對位置對氣化過程的影響.高華偉等［4］將空溫式氣化器內(nèi)的液體氣化過程分為三段，建立了各段氣化傳熱的數(shù)學(xué)模型并進(jìn)行了數(shù)值計算.陳叔平等［5］對不同結(jié)構(gòu)參數(shù)和內(nèi)壁溫的氣化器空氣側(cè)自然對流換熱進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，分析了氣化器各結(jié)構(gòu)參數(shù)與內(nèi)壁溫對翅片管自然對流換熱的影響，擬合了氣化器空氣側(cè)自然對流換熱的Nu計算關(guān)聯(lián)式.上述研究推動了氣化器的發(fā)展，但在實際使用過程中，氣化器仍存在易結(jié)冰、氣化速率低、受氣候條件影響大、有效傳熱面積減少和氣化能力下降等缺陷，因此，需要對氣化器進(jìn)行進(jìn)一步研究.

隨著國內(nèi)天然氣的應(yīng)用越來越廣泛，對用于應(yīng)急調(diào)峰的LNG氣化器的需求日益增加，開發(fā)用于中小型氣化站調(diào)峰的供氣快、效率高、結(jié)構(gòu)緊湊的新型高效LNG氣化器，研究其流動傳熱特性是十分必要的.筆者開發(fā)了一種新型LNG氣化器，根據(jù)燃燒、傳熱和多相流動理論建立了氣化器的數(shù)學(xué)物理模型，并進(jìn)行了燃燒、流動和傳熱特性的數(shù)值模擬計算，分析了循環(huán)煙氣量、噴嘴高度和液面高度等氣化器結(jié)構(gòu)參數(shù)對流體流動傳熱的影響，并與試驗結(jié)果進(jìn)行比較，以獲得氣化器的合理結(jié)構(gòu)參數(shù)，使其應(yīng)用于工程實際.

1 氣化器工作原理

所研究的LNG氣化器結(jié)構(gòu)如圖1所示.該氣化器利用燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔飧咚贈_擊局部浸于水的傘型結(jié)構(gòu)，煙氣沿傘型結(jié)構(gòu)的弧形表面切向沖擊水面并卷吸水滴形成含濕回旋氣流，當(dāng)氣流向上流經(jīng)螺旋盤管時，與管內(nèi)流動的低溫介質(zhì)換熱，在此過程中，由于氣流中蒸汽凝結(jié)放熱，使得管內(nèi)低溫介質(zhì)的氣化傳熱得到加強(qiáng).放熱后的煙氣流入煙道，其中一部分通過煙囪排向大氣，另一部分通過循環(huán)煙道送回氣化器形成循環(huán)煙氣，與燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔饣旌?，提高了噴口處的煙氣速度，加大了煙氣的沖擊力度.裝置采用燃料燃燒供熱方式進(jìn)行氣化，克服了傳統(tǒng)氣化器的結(jié)冰現(xiàn)象，燃燒室采用內(nèi)外夾套和錐形煙氣噴嘴方案，達(dá)到循環(huán)煙氣與燃燒產(chǎn)物混合的目的.氣化器傳熱面設(shè)計為上下螺旋盤管形式，上盤管圍繞燃燒室外筒自下而上盤旋，用于加熱LNG，下盤管浸沒在水池中，用于加熱已氣化的LNG，使其達(dá)到工藝參數(shù).

圖1 LNG氣化器結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structural diagram of the newly developed LNG vaporizer

2 氣化器燃燒室數(shù)值模擬

煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)形成的夾帶水滴的濕煙氣與盤管進(jìn)行換熱，該過程涉及燃料燃燒、煙氣與循環(huán)煙氣混合流動、傳熱以及循環(huán)煙氣量、噴口的速度及流場等多個因素，為了獲得燃燒室的燃燒和氣體輸運(yùn)的流場和溫度場、噴射煙氣的合理速度和溫度，探討循環(huán)煙氣量、液面高度、噴嘴高度對燃燒室噴嘴的煙氣噴射效果和氣液兩相流動傳熱的影響，對氣化器燃燒室進(jìn)行了流動傳熱的數(shù)值模擬.

2.1 結(jié)構(gòu)模型

燃燒室結(jié)構(gòu)模型如圖2所示.燃燒室由內(nèi)、外兩個圓筒組成，內(nèi)筒前段為了避免天然氣燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔饣亓?，在?nèi)筒內(nèi)壁砌有耐火磚，使得內(nèi)筒的前段呈錐形噴口形狀，外筒前段側(cè)面開有循環(huán)煙氣入口，循環(huán)煙氣與內(nèi)筒中燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔庠谌紵蚁露蔚腻F形煙氣噴嘴中充分混合后噴出.在燃燒室前端中心，連接有天然氣燃燒器，天然氣經(jīng)燃燒器噴嘴噴入，空氣從噴嘴周圍以一定速度進(jìn)入燃燒室，在燃燒室內(nèi)與天然氣混合燃燒.

圖2 燃燒室結(jié)構(gòu)模型（單位：mm）Fig.2 Structural model of the combustion chamber（unit：mm）

因燃燒室為圓筒形結(jié)構(gòu)，為了簡化數(shù)值計算，將燃燒室結(jié)構(gòu)簡化為二維對稱模型.

2.2 計算模型

基本控制方程：

采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型描述湍流流動，采用通用有限比率模型描述燃料的燃燒和組分輸運(yùn)，采用渦耗散模型模擬湍流化學(xué)作用，通過第i種物質(zhì)的對流擴(kuò)散方程預(yù)估每種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)wi.

式中：Ri為化學(xué)反應(yīng)的凈產(chǎn)生速率；Si為離散相及用戶自定義的源項產(chǎn)生的額外產(chǎn)生速率；→Ji為湍流中的質(zhì)量擴(kuò)散項.

2.3 方程離散及計算

采用二階迎風(fēng)格式離散控制方程，壓力與速度耦合采用Simple算法.燃料、空氣和循環(huán)煙氣的入口設(shè)為速度入口邊界條件，燃燒室噴嘴出口設(shè)為壓力出口邊界條件.計算網(wǎng)格約30000個.

2.4 計算結(jié)果及分析

2.4.1 典型工況下燃燒室內(nèi)流體的流場與溫度場

以循環(huán)煙氣量為50%燃燒產(chǎn)生煙氣量作為典型工況，進(jìn)行燃燒室的數(shù)值模擬計算，得到燃燒室內(nèi)流體的流場和溫度場，如圖3和圖4所示.

圖3 速度矢量Fig.3 Distribution of velocity vector

由圖3可知，燃?xì)飧咚龠M(jìn)入燃燒室后，隨著周圍空氣的噴入，燃?xì)馀c空氣逐漸混合并燃燒；在燃燒室的錐形前段，氣體向四周擴(kuò)散，速度逐漸減小，煙氣繼續(xù)向前流動，速度逐漸趨于穩(wěn)定，呈中心對稱分布，充滿度良好，并在錐形噴嘴入口處與循環(huán)煙氣混合，混合后的煙氣在錐形噴嘴的漸縮作用下，流速越來越大，最后以30.3m／s的速度從錐形噴嘴出口處噴出.

圖4 燃燒室溫度分布Fig.4 Temperature distribution in combustion chamber

由圖4可知，燃燒外焰先與空氣接觸，并逐漸沿流程向內(nèi)擴(kuò)散燃燒，燃?xì)馍淞鲝纳系较轮鸩娇s小，形成劍鋒狀的射流核心；燃燒室內(nèi)筒近內(nèi)壁區(qū)域溫度較高（約1000～1300K），內(nèi)外筒間環(huán)形夾套內(nèi)為循環(huán)煙氣，溫度較低（330K），在流動過程中起冷卻內(nèi)筒的作用，該煙氣進(jìn)入錐形噴嘴后與燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔饣旌?，降低了高溫?zé)煔獾臏囟?，使噴嘴出口處混合煙氣溫度降低?25K左右，且始終有一股循環(huán)煙氣貼著噴嘴壁面流動，保證了錐形噴嘴壁面的安全運(yùn)行.

2.4.2 循環(huán)煙氣量對燃燒室噴嘴出口參數(shù)的影響

采用循環(huán)煙氣系統(tǒng)是為了增加燃燒室噴嘴噴射的煙氣量，加大噴射氣流速度，強(qiáng)化氣流噴射效果，實現(xiàn)煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)后的含濕效果.為了探討循環(huán)煙氣量對煙氣噴射的影響，分別計算了循環(huán)煙氣量為燃燒產(chǎn)生煙氣量10%、25%、50%、75%和100%時煙氣在噴嘴出口處的溫度和速度，如圖5和圖6所示.

圖5 燃燒室出口煙氣平均溫度與循環(huán)煙氣量的關(guān)系Fig.5 Mean outlet flue gas temperature vs.flue gas circulating rate

由圖5和圖6可知，在燃燒產(chǎn)生煙氣量和氣化器結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的條件下，隨著循環(huán)煙氣量的增加，燃燒室噴嘴出口煙氣溫度下降，而煙氣速度增大.較高的噴嘴出口煙氣溫度可以增強(qiáng)與水面的換熱，使水氣化；而較大的煙氣速度可以更好地卷吸水滴，提高煙氣沖擊效果.因此，需合理選擇循環(huán)煙氣量，以平衡噴嘴出口的煙氣速度和煙氣溫度，使煙氣既以較高的速度噴射，又具有一定的溫度.

圖6 燃燒室出口煙氣平均速度與循環(huán)煙氣量的關(guān)系Fig.6 Mean outlet flue gas velocity vs.flue gas circulating rate

通過數(shù)值計算得出，當(dāng)循環(huán)煙氣量較小時（為燃燒產(chǎn)生煙氣量的10%或25%），循環(huán)煙氣在進(jìn)入錐形噴嘴區(qū)域時，被高溫燃燒煙氣迅速卷吸混合，由于循環(huán)煙氣量小，在錐形噴嘴壁面尤其是接近噴口處的壁面造成局部高溫（1167～1248K），易燒毀噴口，此外，混合煙氣的噴射速度較低（18.2～25.7 m／s）；當(dāng)循環(huán)煙氣量較大時（為燃燒產(chǎn)生煙氣量的75%和100%），循環(huán)煙氣與燃燒產(chǎn)生煙氣在錐形噴嘴中的混合速度減慢，始終有一股循環(huán)煙氣層緊貼錐形噴嘴的壁面流動，能很好地冷卻錐形噴嘴壁面，使噴嘴不致被燒損，但隨著循環(huán)煙氣量的增加，混合煙氣出口處溫度較低（863～897K），對后續(xù)煙氣沖擊水面的傳熱不利；當(dāng)循環(huán)煙氣量為燃燒產(chǎn)生煙氣量的50%時，高溫燃燒煙氣與循環(huán)煙氣剛好能在錐形噴嘴區(qū)域充分混合，并以30.3m／s速度、925K溫度從噴嘴噴出，避免了循環(huán)煙氣量太少時在錐形噴嘴末端區(qū)域產(chǎn)生局部高溫和循環(huán)煙氣量太大引起混合煙氣噴嘴出口溫度過低，造成煙氣沖擊水面時不能激起并卷吸水滴，達(dá)不到煙氣含濕降溫效果的缺陷.

3 氣化器兩相流動傳熱數(shù)值模擬

為了分析煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)兩相流動傳熱狀況，探討噴嘴高度和液面高度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對兩相流動傳熱的影響，對該區(qū)域的煙氣流動傳熱狀況進(jìn)行數(shù)值模擬.

3.1 結(jié)構(gòu)模型

裝置下方為水池及浸于水池中的傘和下盤管，為了重點(diǎn)分析煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)后的氣液兩相流動傳熱，簡化數(shù)值計算模型，忽略水池中的下盤管，認(rèn)為水池僅充滿水，并將模型簡化為二維軸對稱問題，簡化后的結(jié)構(gòu)模型如圖7所示.

圖7 煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)模型Fig.7 Structure model of flue gas impacting submerged umbrella

3.2 計算模型

采用兩相流VOF模型模擬煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)后煙氣與水的氣液兩相流動傳熱，VOF格式使用幾何重建格式，標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型描述湍流流動，為獲得較好的計算精度和收斂性，對控制方程的壓力項采用Presto差分格式，壓力與速度耦合采用PISO算法，并采用非穩(wěn)態(tài)計算，計算網(wǎng)格數(shù)約為100000個.以前面優(yōu)化計算得到的循環(huán)煙氣量、噴嘴出口煙氣速度和溫度作為計算模型的速度入口邊界，濕煙氣出口設(shè)為壓力出口邊界.

3.3 計算結(jié)果及分析

3.3.1 典型結(jié)構(gòu)參數(shù)和工況下氣液兩相流動傳熱

在氣化器其他結(jié)構(gòu)參數(shù)一定，循環(huán)煙氣量、噴嘴出口煙氣速度和溫度等已優(yōu)化的條件下，將噴嘴高度230mm、液面高度75mm作為典型結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)，計算得到煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)后氣液兩相流動的速度分布以及溫度分布，如圖8和圖9所示.

由圖8可知，煙氣沖擊水面0.2s時，煙氣吹陷傘尖頂周圍的液面，露出部分傘曲面，在其引導(dǎo)下煙氣向水平方向流動，開始生成漩渦；0.4s時，傘露出更多曲面，在其引導(dǎo)下煙氣卷起了更多水向四周擴(kuò)散，漩渦繼續(xù)向四周擴(kuò)散；0.6s時，煙氣逐漸由水平流動變?yōu)榇怪贝迪菟婧笥址聪虼怪毕蛏狭鲃?，漩渦開始向上朝出口處流動；0.8s時，漩渦繼續(xù)向出口處擴(kuò)散，由于漩渦中心具有負(fù)壓的性質(zhì)，煙氣卷吸水滴，使水滴脫離水面隨煙氣流動；1.0～1.8s時，煙氣沖擊曲面后沿水面切向流動后完全向上流動，漩渦充分?jǐn)U散；1.8s后，煙氣沖擊后氣液兩相流動的流場充分發(fā)展，并達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài).另外，在煙氣沖擊下，傘上水被氣流吹開，傘下水通過傘上小孔不斷向上補(bǔ)充，使得水池中的水流動，在傘下部區(qū)域形成漩渦，有利于水與下盤管內(nèi)介質(zhì)的換熱.

圖8 氣液兩相流動速度矢量Fig.8 Velocity distribution of gas－liquid two－phase flow

圖9 氣液兩相溫度分布Fig.9 Temperature distribution of gas－liquid two－phase flow

由圖9可知，煙氣沖擊水面0.2s時，高溫?zé)煔庀蛩闹芎退貍鳠岷鬁囟冉档?，但局限在傘頂周圍，尚未影響到煙氣出口?.4s時，煙氣沖擊后向四周并向煙氣出口處擴(kuò)散；0.6s時，水面更加向兩邊擠壓，煙氣繼續(xù)向四周和煙氣出口處流動，溫度變化逐步擴(kuò)散至煙氣出口處；0.8s時，水滴被吹起但尚未擴(kuò)散，而煙氣已經(jīng)完全擴(kuò)散至煙氣出口處，此時煙氣出口溫度達(dá)到最高594K；1.0～1.8s時，水面被煙氣連續(xù)沖擊，逐漸濺起更多的水滴和水霧，高溫?zé)煔獗焕鋮s后，使得煙氣出口溫度下降；1.8s后，空間充滿夾帶水滴、水霧和水蒸氣的煙氣流，雖然空間內(nèi)溫度分布狀況不盡相同，但煙氣出口溫度基本維持在532～557K內(nèi)，另外水池水溫維持在330K左右.

3.3.2 液面高度對氣液兩相流動的影響

為了研究不同液面高度對煙氣沖擊后氣液兩相流動的影響，分別計算了液面高度為25mm、50 mm、75mm、100mm和125mm時煙氣沖擊后水的流動狀況（見圖10）.

當(dāng)液面高度為25mm時（圖10（a）），由于液面高度低，水量少，在0.8s時，若沒有及時補(bǔ)充水量，傘上的水全部被吹起，說明液面高度太低，氣化器不能長期運(yùn)行；液面高度增加到50mm時（圖10（b）），煙氣卷吸水滴效果有所改善，但在1.8s時，傘上的水也幾乎完全被吹起，說明液面高度50mm時的水量仍太少；液面高度增加到75mm時（圖10（c）），煙氣沖擊水面0.8s時，水滴生成，在煙氣的持續(xù)沖擊和傘的曲面引導(dǎo)下，水滴開始大量形成，1.8s后整個空間充滿夾帶著水滴、水霧和水蒸氣的煙氣流，實現(xiàn)了煙氣與水混合的目的；當(dāng)液面高度繼續(xù)增加到100mm時（圖10（d）），由于液面高度過高，煙氣沖擊時，傘的曲面切向引導(dǎo)作用沒有加強(qiáng)反而削弱，煙氣吹起的水滴數(shù)量沒有增加反而減少；當(dāng)液面高度為125mm時（圖10（e）），傘的曲面基本浸沒于水中，對煙氣流動的切向引導(dǎo)作用基本消失，故水滴一直未被煙氣吹起，從而達(dá)不到煙氣降溫和加濕的目的.因此，在氣化器其他結(jié)構(gòu)參數(shù)和循環(huán)煙氣量等一定的條件下，液面高度75mm為該氣化器較為合理的參數(shù)，從試驗測得的排煙濕度與液面高度的關(guān)系圖也可以驗證（圖11）.由圖11可知，隨著液面高度的增加，排煙濕度隨之增加，當(dāng)液面高度為78mm時，排煙濕度達(dá)到最大5.2%，繼續(xù)增加液面高度，排煙濕度沒有增加，反而下降，說明煙氣濕度下降，煙氣吹起的水滴數(shù)量沒有增加，反而減少.

3.3.3 噴嘴高度對氣液兩相流動的影響

為了研究噴嘴高度對煙氣沖擊后氣液兩相流動的影響，分別計算了噴嘴高度為200mm、230mm、260mm、290mm和320mm時煙氣沖擊后水的流動狀況.與液面高度對氣液兩相流動的影響不同，噴嘴高度對煙氣沖擊后氣液兩相流動的影響不大，在不同噴嘴高度下煙氣沖擊后水的流動狀況相似，主要是由于噴嘴出口煙氣速度大，噴嘴高度對其的影響可以忽略.

圖10 不同液面高度煙氣沖擊后水的流動狀況Fig.10 Water flow patterns after impact by flue gas at different liquid levels

4 數(shù)值模擬與試驗結(jié)果的比較

煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)氣化器是一種新型加熱氣化器，裝置采用了多項創(chuàng)新技術(shù)，前面進(jìn)行了氣化器的數(shù)值分析，為了研究該氣化器設(shè)計的合理性，驗證流動傳熱模型及數(shù)值模擬的正確性，將數(shù)值模擬與氣化器的試驗結(jié)果進(jìn)行比較.

圖11 排煙濕度與液面高度的關(guān)系Fig.11 Flue gas humidity vs.liquid level

在氣化器結(jié)構(gòu)和操作工況一定的條件下，煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)后的流動和傳熱性能主要取決于噴射煙氣量和水池液面高度.通過試驗測量了循環(huán)煙氣量對錐形噴嘴出口溫度的影響、液面高度對煙氣回旋卷吸水滴能力的影響［6］.

噴嘴出口煙氣平均溫度與循環(huán)煙氣量的關(guān)系以及與數(shù)值模擬結(jié)果的比較如圖12所示.由圖12可知，噴嘴出口煙氣平均溫度隨著循環(huán)煙氣量的增加而降低，與數(shù)值計算結(jié)果吻合，驗證了數(shù)值計算的正確性.

圖12 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)的對比Fig.12 Comparison between simulated results and test data

在試驗裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作工況一定的條件下，試驗結(jié)果表明：當(dāng)循環(huán)煙氣量為燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔饬康?8.7%、水池液面高度為78mm時，煙氣沖擊后的流動傳熱效果最佳，此時，流動呈現(xiàn)液滴飛濺，且液滴細(xì)小而分布均勻（圖13），與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合.

圖13 煙氣沖擊下水滴流動的最佳試驗狀態(tài)Fig.13 Optimal test status of water drop flow with flue gas impact

5 結(jié) 論

設(shè)計了一種新型煙氣沖擊浸于水的傘型結(jié)構(gòu)氣化器，建立了燃燒室的燃燒、煙氣流動傳熱和煙氣沖擊后形成的氣液兩相流動傳熱模型，并進(jìn)行了數(shù)值模擬計算，討論了循環(huán)煙氣量、液面高度和噴嘴高度對氣化器燃燒室噴嘴的煙氣噴射效果和煙氣沖擊水面后的氣液兩相流動傳熱的影響.結(jié)果表明：在氣化器其他結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的條件下，循環(huán)煙氣量為燃燒煙氣量的50%、液面高度75mm為最佳結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)，此時，水滴被煙氣充分卷吸并充滿氣化器空間，實現(xiàn)煙氣含濕目的，在流經(jīng)上盤管時，由于濕煙氣中蒸汽凝結(jié)放熱，使氣化傳熱得到了強(qiáng)化；噴嘴高度對煙氣沖擊后的氣液兩相流動傳熱影響不大，數(shù)值模擬與試驗結(jié)果相吻合.

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