張康，韓昌亮，任婧杰，周一卉，畢明樹

?

SCV蛇形換熱管內(nèi)超臨界LNG傳熱特性數(shù)值模擬

張康，韓昌亮，任婧杰，周一卉，畢明樹

（大連理工大學(xué)化工機械學(xué)院，遼寧 大連 116024）

LNG沉浸式汽化器在液化天然氣接收站應(yīng)用廣泛，管內(nèi)超臨界LNG的傳熱特性對SCV運行有重要影響，為此，建立了單根蛇形換熱管內(nèi)LNG流動傳熱過程的數(shù)值計算模型。分析了管程壓力、熱通量、入口速度及物性變化對管內(nèi)流體溫度與局部傳熱系數(shù)的影響規(guī)律。計算結(jié)果表明，局部傳熱系數(shù)沿流動方向呈先增大后減小的趨勢，并在準(zhǔn)臨界點附近達(dá)到峰值；由于二次流現(xiàn)象，傳熱系數(shù)在彎管處發(fā)生突變。在操作壓力范圍內(nèi)，壓力越大，局部傳熱系數(shù)峰值越??；熱通量越大，局部傳熱系數(shù)峰值越早出現(xiàn)，峰值過后系數(shù)下降越快，出現(xiàn)傳熱惡化現(xiàn)象；而入口速度越大，局部傳熱系數(shù)越大，其峰值出現(xiàn)位置越靠后。該數(shù)值模擬結(jié)果可為LNG沉浸式汽化器的設(shè)計提供參考。

超臨界流體；液化天然氣；SCV；數(shù)值模擬；傳熱；蛇形換熱管

引 言

隨著全球范圍內(nèi)能源危機與環(huán)保問題的凸顯，天然氣以其安全、清潔且經(jīng)濟的優(yōu)勢在能源市場上異軍突起，逐漸改變著中國“以煤為主，重油輕氣”的能源產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)。天然氣通常在經(jīng)過超低溫液化后進行儲存和運輸，使用時再通過汽化設(shè)備對LNG進行處理。目前LNG接收站中主要的汽化裝置有空溫式汽化器、vaporizer，簡稱SCV）。

SCV具備啟動迅速、熱效率高等特點，常用于天然氣系統(tǒng)的調(diào)峰。典型SCV的主體結(jié)構(gòu)通常由換熱管、水浴、沉浸式燃燒器、燃燒室和鼓風(fēng)機等組成[1]。燃燒室中產(chǎn)生的高溫?zé)煔馀c水箱中的水直接換熱，形成的氣液兩相流橫掠換熱管束，將熱量傳遞給管內(nèi)的LNG，使其實現(xiàn)從液態(tài)到超臨界態(tài)的汽化過程。由于管程傳熱情況關(guān)系到設(shè)備整體的運行效率，因此研究其換熱管內(nèi)超臨界LNG的流動傳熱特性，對SCV的開發(fā)與設(shè)計意義重大。

國內(nèi)外關(guān)于超臨界流體管內(nèi)流動傳熱實驗及數(shù)值模擬研究的文獻較多，早在1960年Schmidt等[2]研究了水在臨界點附近的自由對流傳熱。Bourke等[3]、Duffey[4]等對超臨界CO2在不同管內(nèi)的傳熱進行研究，探究了其傳熱惡化的規(guī)律。Hauptmann等[5]、Bellmore等[6]等，采用不同的湍流模型，對超臨界流體管內(nèi)流動傳熱進行數(shù)值模擬研究。國內(nèi)方面，Du等[7]、李仲珍等[8]和王淑香等[9]對超臨界甲烷和超臨界LNG的水平、垂直管和螺旋管內(nèi)流動傳熱進行大量的實驗和數(shù)值模擬研究，得出了相應(yīng)工況下的Nusselt數(shù)關(guān)聯(lián)式。

以上工作多針對單純的水平管、垂直管或者螺旋管展開實驗和數(shù)值模擬研究，得出的規(guī)律以及關(guān)聯(lián)式，無法適用于沉浸式汽化器蛇形換熱管的工況。本文擬通過對實際設(shè)備換熱管內(nèi)LNG的流動傳熱情況進行數(shù)值模擬，研究換熱盤管內(nèi)LNG的速度場、壓力場和溫度場的分布規(guī)律，探究不同操作參數(shù)對換熱盤管局傳熱系數(shù)的影響，為LNG沉浸式汽化器的設(shè)計提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 LNG物性計算

LNG以甲烷為主要成分，此外還含有少量的C2H6、C3H8和N2。表1為某接收站實際LNG組分的摩爾分?jǐn)?shù)。

表1 某接收站LNG各組分摩爾分?jǐn)?shù) Table 1 Component of LNG in a receiving terminal

按照表1中LNG各組分的摩爾分?jǐn)?shù)，采用美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院（National Institute of Standards and Technology，NIST）所開發(fā)的軟件來擬合LNG的物性參數(shù)。以LNG的主要成分甲烷為例，甲烷的臨界壓力為4.59 MPa，臨界溫度為-82.6℃，而沉浸式汽化器換熱管內(nèi)的常見工況一般在6～10 MPa，進出口溫度范圍在-180～10℃，所以LNG在蛇形換熱管內(nèi)經(jīng)歷了由液態(tài)到超臨界態(tài)的轉(zhuǎn)變。

相關(guān)文獻中可查得SCV設(shè)備的實際運行參數(shù)，表2所示為江蘇LNG接收站SCV運行的工藝參數(shù)[10]。本文分別對表2中所列的3組不同操作參數(shù)進行LNG物性擬合。

表2 江蘇LNG接收站SCV運行工藝參數(shù)[9]Table 2 Operation parameter of SCV in Jiangsu LNG receiving terminal[9]

(a) Pressure data

ConditionFlow/t·h-1Inlet pressure /MPaOutlet pressure /MPa 1103.007.096.98 2145.008.588.38 3200.009.659.35

(b) Temperature data

ConditionFlow/t·h-1Inlet pressure /MPaOutlet pressure /MPa 1103.00145.64280.15 2145.00126.42279.1 3200.00123.42281.07

按照表1中的LNG組成對表2中的3種工況進行物性參數(shù)擬合（忽略管程壓降），得到圖1所示的6.98、8.38和9.35 MPa下LNG密度、黏度、熱導(dǎo)率及比定壓熱容c隨溫度變化的物性參數(shù)曲線。

超臨界流體是指溫度和壓力都高于臨界溫度和壓力時的流體。流體處于超臨界狀態(tài)時，物性隨溫度連續(xù)變化，不再存在相變[11]。超臨界LNG兼具氣體與液體的特性，密度接近液體，而黏度與擴散性接近氣體，在換熱管束內(nèi)有良好的流動傳輸特性。超臨界LNG的比定壓熱容c存在極值點，其對應(yīng)的溫度被稱為準(zhǔn)臨界溫度[12]。由圖1可知，隨著操作壓力的增加，比定壓熱容c的極值在減小。超臨界LNG物性在準(zhǔn)臨界溫度附近的劇烈變化使得其傳熱特性變得較為復(fù)雜。根據(jù)NIST物性參數(shù)計算值，本文采用FLUENT中的UDF函數(shù)對超臨界LNG的物性參數(shù)進行線性插值擬合。

經(jīng)過誤差分析，圖1中線性插值結(jié)果與NIST計算值的相對誤差在±2.5%范圍以內(nèi)，可以保證FLUENT中所采用的物性參數(shù)的準(zhǔn)確性。

2 數(shù)值計算模型

2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

典型沉浸式汽化器的單根蛇形換熱管如圖2所示，其中管徑為32 mm，長直管段長度1為6898 mm，短直管段長度2為6308 mm，右側(cè)彎管直徑為360 mm，左側(cè)彎管直徑為120 mm，按照以上數(shù)據(jù)進行幾何建模。

換熱管內(nèi)的近壁面區(qū)域為黏性底層，液體流動為層流，分子黏性對動量傳遞起主要作用，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)模型對近壁面區(qū)域進行處理。定義壁面法向的量綱一高度y為：

式中，U為壁面摩擦速度，m·s-1，；w為壁面的切應(yīng)力，MPa；為距壁面垂直距離，m。

當(dāng)60<y<300時，流動為對數(shù)律層，此時速度沿壁面法向方向呈對數(shù)律分布。選擇標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，每個壁面相鄰單元體中心要位于對數(shù)律層。按照上述規(guī)律選取第1層網(wǎng)格高度。采用ICEM軟件進行網(wǎng)格劃分，如圖3所示，換熱管的橫截面劃分成O型網(wǎng)格；圖4和圖5為直管和彎管處的局部網(wǎng)格。以0.003、0.006和0.012 m 3種不同規(guī)格徑向網(wǎng)格尺寸，考量流體域沿程平均溫度和沿程平均速度來驗證網(wǎng)格獨立性。計算結(jié)果顯示后兩種規(guī)格網(wǎng)格計算結(jié)果十分接近，而與0.003 m徑向網(wǎng)格尺寸算例在管程后半段數(shù)值差距越來越大，因此0.006 m規(guī)格網(wǎng)格尺寸已滿足計算精度要求，其單管模型網(wǎng)格數(shù)目為327萬。

2.2 數(shù)值方法

假設(shè)LNG在蛇形換熱管內(nèi)達(dá)到穩(wěn)態(tài)工況，忽略沿程壓降，假設(shè)為定壓受熱過程，其基本的連續(xù)性方程、動量方程和能量方程如下：

連續(xù)性方程：

動量方程：

能量方程：

選擇RNG-湍流模型，標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。其湍流動能和湍流耗散率的輸運方程如式（5）和式（6）所示：

式中，k為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；b為由浮力產(chǎn)生的湍流動能[13]；1、2均為模型常量；Pr和Pr是方程和方程的湍流Prandtl數(shù)；S和S是由用戶根據(jù)具體條件定義。

蛇形換熱管壁面+平均值分別為85.6、100.1和126.1，當(dāng)y小于300時，第1層網(wǎng)格位于對數(shù)律層內(nèi)，滿足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)的計算要求。湍流脈動動能方程以及湍流耗散率方程的對流項選用二階迎風(fēng)格式離散，動量方程與能量方程的對流項采用QUICK格式進行離散。并選取SIMPLE算法進行壓力速度耦合求解。對壓力出口的質(zhì)量流量、溫度等參數(shù)進行監(jiān)測，以參數(shù)趨于穩(wěn)定、殘差收斂來判斷計算收斂。

邊界條件方面，選擇速度入口、壓力出口和無滑移壁面，根據(jù)表1中3種工況的入口狀態(tài)及質(zhì)量流量計算入口速度分別為1.1、1.46和1.99 m·s-1，入口溫度分別為145.64、126.42和123.42 K。壓力出口值分別為6.98、8.38和9.35 MPa。壁面條件采用恒定熱流通量假設(shè)，能較為準(zhǔn)確地反映管內(nèi)的熱量衡算關(guān)系，在此基礎(chǔ)上取熱流通量分別為43.78、64.54和88.97 kW·m-2。

本文中所涉及的管程流體局部傳熱系數(shù)采用下式進行計算：

式中，w為計算橫截面處的平均壁溫；b為橫截面流體質(zhì)量平均溫度[14]；為局部熱通量。

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果與監(jiān)測數(shù)據(jù)的對比驗證

對表2中的3種工況開展數(shù)值模擬，并與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對照驗證。數(shù)值模擬計算結(jié)果與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)對照情況見表3。

由表3可知，數(shù)值模擬結(jié)果和實測數(shù)據(jù)基本吻合，出口溫度和壓力入口的誤差在2.5%以內(nèi)。出口溫度的模擬結(jié)果略高于實測值，是因為文中的數(shù)值模擬是按汽化升溫?zé)崃亢馑憬Y(jié)果直接計算的，而實際工況會產(chǎn)生一定的熱量損失。管程壓降的數(shù)值模擬值低于實測值的原因是，模擬時LNG物性是在定壓下擬合的，忽略了管程壓力損失?？偟膩砜矗摂?shù)值模型能較好地反映實際的物理過程，可開展進一步的流動傳熱分析。

表3 數(shù)值模型驗證結(jié)果
Table 3 Verification of numerical simulation

(a) Temperature comparison

CaseInlet temperature/KOutlet temperature /K Monitoring dataSimulation valueMonitoring dataSimulation value 1145.64280.15281.68 2126.42279.1280.57 3123.42281.07282.82

(b) Pressure comparison

CaseOutlet pressure/MPaInlet pressure/MPa Monitoring dataSimulation valueMonitoring dataSimulation value 16.987.097.0 28.388.588.43 39.359.659.41

3 計算結(jié)果及分析

3.1 管程溫度場與速度場分析

以表2中3（設(shè)計流量200 t·h-1）為例，對LNG沉浸式汽化器的單根蛇形換熱管穩(wěn)定工作下的溫度場及速度場進行分析。圖6和圖7分別為穩(wěn)態(tài)工況下的管程溫度場云圖和速度云圖。

流量200 t·h-1、出口壓力9.35 MPa工況下管程LNG的入口溫度為123.42 K。如圖6所示，LNG溫度沿管程均勻上升，出口質(zhì)量平均溫度的計算結(jié)果為282.82 K，高于LNG汽化器273 K的出口溫度要求，實現(xiàn)了汽化工藝。流體沿管程吸熱升溫由液態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界態(tài)的過程中物性參數(shù)發(fā)生劇烈變化[15]，如入口時LNG密度為457.39 kg·m-3，出口時密度變?yōu)?8.991 kg·m-3，這導(dǎo)致LNG隨著沿管程的吸熱膨脹，速度不斷增加。如圖7所示，該工況下LNG的入口氣速為1.99 m·s-1，到達(dá)出口時流速增加到9.13 m·s-1。表3(b)中可知，管程壓降很小，可對工況進行定壓假設(shè)，物性沿管程變化僅是溫度的函數(shù)，其分布規(guī)律僅受主流體域溫度影響，與圖1中物性參數(shù)變化規(guī)律一致。

以表2所列工況3中的參數(shù)為基礎(chǔ)，分別改變管程壓力、熱通量和入口速度等條件，研究不同因素對管程局部對流傳熱系數(shù)的影響規(guī)律。

3.2 管程壓力對傳熱的影響

不同壓力下LNG的物性參數(shù)差別很大，尤其在高于臨界壓力時更為明顯，所以管程壓力對局部傳熱系數(shù)的影響較大。本文以流體流動方向的距離為橫坐標(biāo)，對6.98、8.38和9.35 MPa 3種不同管程壓力下管內(nèi)的主流體溫度以及局部傳熱系數(shù)進行研究。

從圖8和圖9可知，溫度沿管程流動方向單調(diào)上升，LNG在進入管程入口前25 m時，不同管程壓力對主流體溫度和局部傳熱系數(shù)的影響不明顯。而在流經(jīng)管程25 m后，由于不同壓力下熱物性的差異，導(dǎo)致壓力越大，出口溫度越高，局部傳熱系數(shù)的峰值越?。ù颂幍姆逯抵豢紤]主體直管段的局部傳熱系數(shù)，彎管處傳熱系數(shù)另行討論）。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是，LNG到準(zhǔn)臨界溫度附近后，隨壓力增大，比定壓熱容的峰值下降，熱導(dǎo)率和流體黏度也在減小，而比定壓熱容對超臨界流體管內(nèi)傳熱起主導(dǎo)作用[16]，所以壓力越大，流體傳熱能力減弱，局部對流傳熱系數(shù)峰值也減小。

除此之外，在圖9中發(fā)現(xiàn)，局部傳熱系數(shù)在彎管處均出現(xiàn)突變，傳熱能力大于直管段，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是彎管處二次流現(xiàn)象與主流的疊加減薄了熱邊界層厚度，提高了傳熱效率[17]，使得局部對流傳熱系數(shù)大幅度升高，此外，二次流會對后續(xù)一定距離內(nèi)的直管段產(chǎn)生強化傳熱作用，使得蛇管模型的流動傳熱規(guī)律與等長度的直管模型有較大區(qū)別。

3.3 熱通量對傳熱的影響

熱通量對管內(nèi)LNG的局部傳熱系數(shù)分布規(guī)律有一定影響，而熱通量代表不同的供熱量，直接關(guān)系設(shè)備的燃料供給量和經(jīng)濟性。文中對78.97、88.97和98.97 kW·m-23種熱通量下管內(nèi)的主流體溫度以及局部傳熱系數(shù)展開討論。

圖10和圖11顯示，流體溫度沿管程單調(diào)上升，壁面熱通量越大，相同距離截面的質(zhì)量平均溫度越高。入口段的對流傳熱系數(shù)較大，原因是入口附近熱邊界層比充分發(fā)展段更薄，流體傳熱能力更強。忽略入口段效應(yīng)，局部對流傳熱系數(shù)沿流動方向總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并在彎管處發(fā)生突變。此外，熱通量越大，局部傳熱系數(shù)的峰值越早出現(xiàn)，峰值過后局部傳熱系數(shù)下降得越快，在高熱通量情況下，隨著流體溫度升高，在換熱盤管后半段出現(xiàn)了傳熱惡化[18]的現(xiàn)象。

3.4 入口速度對傳熱的影響

不同速度在管內(nèi)流體產(chǎn)生不同的流動狀態(tài)，對局部傳熱系數(shù)產(chǎn)生一定影響。本文根據(jù)流量計算得出3種不同入口速度1.79、1.99和2.19 m·s-1，對這3種管程入口速度下管內(nèi)的主流體溫度與局部傳熱系數(shù)進行了分析。

從圖12和圖13可知，入口速度越大，同一截面的流體溫度越小，局部傳熱系數(shù)越大，對流傳熱系數(shù)峰值出現(xiàn)的位置越靠后。對于同一入口速度，沿流動方向的局部對流傳熱系數(shù)先增大后減小，峰值出現(xiàn)在準(zhǔn)臨界溫度附近，與比定壓熱容的趨勢相近，彎管處二次流現(xiàn)象明顯，傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于直管段。入口速度的增大加劇了管內(nèi)流體的湍動情況，削弱了熱邊界層厚度，使得對流傳熱系數(shù)增大。[19]。

3.5 模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式對比

以表2中工況3為例，圖14比較了數(shù)值模擬與工程中最常用的Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式計算Nusselt數(shù)的結(jié)果。

是流體與固體表面之間對流傳熱強弱的度量，反映了表面上量綱一過余溫度梯度[20]。從圖中可以看出，模擬結(jié)果與經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果有相同的趨勢，在管內(nèi)沿LNG流動方向上升，在準(zhǔn)臨界點后趨于平緩，并在彎管處發(fā)生突變。相同計算截面的數(shù)值模擬結(jié)果均大于Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果，是因為Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式是單相流體的換熱關(guān)聯(lián)式，由于本文研究的LNG處于超臨界態(tài)，其物性變化較大，所以使得經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式的傳熱計算結(jié)果偏小，在設(shè)計計算中使用該關(guān)聯(lián)式的結(jié)果趨于保守，而數(shù)值模擬考慮了物性變化和超臨界態(tài)的傳熱特點，計算結(jié)果更精確，可用于優(yōu)化SCV管程的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

4 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬的方法研究了沉浸式汽化器蛇形換熱管內(nèi)超臨界LNG的流動傳熱特性，并與工程實際的運行數(shù)據(jù)進行了對比驗證。在此基礎(chǔ)上，考察了管程壓力、熱通量、入口速度及物性變化對主流體溫度與局部傳熱系數(shù)的影響。主要結(jié)論如下：

（1）在LNG沉浸式汽化器實際運行高于臨界壓力的操作參數(shù)范圍內(nèi)，流體溫度沿管程單調(diào)上升，局部對流傳熱系數(shù)沿流動方向總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在流經(jīng)彎管處時由于二次流現(xiàn)象的產(chǎn)生，其局部對流傳熱系數(shù)發(fā)生突變，遠(yuǎn)大于直管段。

（2）當(dāng)管內(nèi)LNG壓力高于臨界壓力時，壓力越大，出口溫度越高，局部傳熱系數(shù)的峰值越小，而其比定壓熱容也在準(zhǔn)臨界點處達(dá)到峰值，可以看出比定壓熱容對超臨界流體管內(nèi)傳熱起主導(dǎo)作用。

（3）對于管內(nèi)超臨界LNG，熱通量越大，局部傳熱系數(shù)的峰值出現(xiàn)越早，峰值過后局部傳熱系數(shù)下降得越快，出現(xiàn)了傳熱惡化的現(xiàn)象。

（4）入口速度的大小關(guān)系到管內(nèi)流動的湍動程度，入口速度越大，局部傳熱系數(shù)越大，對流傳熱系數(shù)的峰值出現(xiàn)的位置越靠近出口。增加入口速度是傳熱強化的一種有效途徑。

（5）沿流動方向呈上升趨勢，在準(zhǔn)臨界點后趨于平緩，并在彎管處發(fā)生突變。經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式的計算結(jié)果趨于保守，數(shù)值模擬計算更精確，可用于優(yōu)化SCV管程的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

符 號 說 明

C1,C2——模型常量 Gb,Gk——分別為由浮力產(chǎn)生的湍流動能和由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能 Prk,Prε——分別為k方程和ε方程的湍流Prandtl數(shù) q——局部熱通量，kW·m-2 Tb,Tw——分別為橫截面流體質(zhì)量平均溫度和計算橫截面處的平均壁溫，K Ut——壁面摩擦速度，m·s-1 y——距壁面垂直距離，m τw——壁面的切應(yīng)力，MPa 下角標(biāo) b——主流體 k——湍流動能 w——內(nèi)壁面

References

[1] Gu Anzhong (顧安忠), Lu Xuesheng (魯雪生), Wang Rongshun (汪榮順). Natural Gas Liquidation Techniques (液化天然氣技術(shù)) [M]. Beijing: China Machine Press, 2004.

[2] Schmidt E. W?rmetransport durch natürliche konvektion in stoffen bei kritischem zustand [J]., 1960, 1(1): 92-101.

[3] Bourke P J, Pulling D J, Gill L E,. Forced convective heat transfer to turbulent CO2in the supercritical region [J]., 1970, 13(8): 1339-1348.

[4] Duffey R B, Pioro I L. Experimental heat transfer of supercritical carbon dioxide flowing inside channels (survey) [J]., 2005, 235(8): 913-924.

[5] Hauptmann E G, Malhotra A. Axial development of unusual velocity profiles due to heat transfer in variable density fluids [J]., 1980, 102: 71.

[6] Bellmore C P, Reid R L. Numerical prediction of wall temperatures for near-critical para-hydrogen in turbulent upflow inside vertical tubes [J]., 1983, 105(3):536-541.

[7] Du Zhongxuan, Lin Wensheng, Gu Anzhong. Numerical investigation of cooling heat transfer to supercritical CO2in a horizontal circular tube [J]., 2010, 55: 116-121.

[8] Li Zhongzhen (李仲珍), Guo Shaolong (郭少龍), Tao Wenquan (陶文銓). Studies of supercritical convetive heat transfer of LNG in tube [J].() (工程熱物理學(xué)報), 2013, 34(12): 2314-2317.

[9] Wang Shuxiang (王淑香), Zhang Wei (張偉), Niu Zhiyuan (牛志愿), Xu Jinliang (徐進良). Mix convective heat transfer to supercritical carbon dioxide in helically coiled tube [J].(化工學(xué)報), 2013, 64(11): 3917-3926.

[10] Zhuang Fang (莊芳), Zhao Shiliang (趙世亮). Calculation of SCV thrmal efficiency in Jiangsu LNG receiving terminal [J].() (油氣儲運), 2012, 31(z1): 17-19.

[11] Kundu A, Kumar R, Gupta A. Heat transfer characteristics and flow pattern during two-phase flow boiling of R134a and R407C in a horizontal smooth tube [J]., 2014, 57: 344-352.

[12] Xu Jinliang, Yang Chuanyong, Zhang Wei, Sun Dongliang. Turbulent convective heat transfer of CO2in a helical tube at near-critical pressure [J].2015, 80: 748-758.

[13] Wang Kaizheng, Xu Xiaoxiao, Wu Yangyang, Liu Chao, Dang Chaobin. Numerical investigation on heat transfer of supercritical CO2in heated helically coiled tubes [J]., 2015, 99: 112-120.

[14] Li Zhouhang, Wu Yuxin, Lu Junfu, Zhang Dalong, Zhang Hai. Heat transfer to supercritical water in circular tubes with circumferentially non-uniform heating [J]., 2014, 70(1): 190-200.

[15] Dai Baomin(代寶民), Li Minxia (李敏霞), Lü Jiatong (呂佳桐), Wang Pai (王派), Ma Yitai (馬一太). Heat transfer characteristics of supercritical CO2/R41 flowing in mini-channel [J]. (化工學(xué)報), 2015, 66(3): 924-931.

[16] Liu Bo (劉波). Research on in-tube convection heat transfer and thermal cracking of supercritical pressure fluids [D]. Beijing: Tsinghua University, 2013.

[17] Nadim N, Chandratilleke T T. Secondary flow structure and thermal behaviour of immiscible two-phase fluid flow in curved channels [J]., 2014, 82: 9-22.

[18] Gu Hanyang, Zhao Meng, Cheng Xu. Experimental studies on heat transfer to supercritical water in circular tubes at high heat fluxes [J]., 2015, 65: 22-32.

[19] Wang Ke (王珂), Xie Jin (謝金), Liu Zunchao (劉遵超), Liu Tong (劉彤), Ma Lu (馬璐). Heat transfer characteristics of supercritical carbon dioxide in a micro-capillary tube [J].(化工學(xué)報), 2014, 65(S1): 323-327.

[20] Zhao Zhennan (趙鎮(zhèn)南). Heat Transfer (傳熱學(xué)) [M]. Beijing: Higher Education Press, 2008.

Numerical simulation on heat transfer of supercritical LNG in coil tubes of submerged combustion vaporizer

ZHANG Kang, HAN Changliang, REN Jingjie, ZHOU Yihui, BI Mingshu

(School of Chemical Machinery Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China)

Submerged combustion vaporizer (SCV) is widely used in LNG receiving terminals.temperature. Due to the secondary flow, the coefficient of local heat transfer increases abruptly. In the range of operational pressure, the maximum of local heat transfer coefficient decreases with increasing tube-side pressure. As the heat flux increases, the maximum of local heat transfer coefficient increases and appears earlier, and drops faster after the maximum. Higher heat flux deteriorates the heat transfer. The maximum of local heat transfer coefficient increases and appears later as the inlet velocity increases. The numerical simulation study provides scientific guidance to the design of SCV.

surpercritical fluid; LNG; SCV; numerical simulation; heat transfer; coil tubes

2015-03-31.

Prof. BI Mingshu, bimsh@dlut.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20150403

supported by the National Natural Science Foundation of China (51176022).

TE 088

A

0438—1157（2015）12—4788—08

國家自然科學(xué)基金項目（51176022）。

2015-03-31收到初稿，2015-07-16收到修改稿。

聯(lián)系人：畢明樹。第一作者：張康（1990—），男，碩士研究生。