粘權(quán)鑫,郭少龍,方文振,陶文銓

(西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

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液化天然氣浸沒燃燒式氣化器數(shù)值模擬方法研究

粘權(quán)鑫,郭少龍,方文振,陶文銓

(西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

為了考察在一定設(shè)計(jì)尺寸下液化天然氣(LNG)浸沒燃燒式氣化系統(tǒng)的天然氣出口溫度能否達(dá)到生產(chǎn)要求,建立了對整個(gè)浸沒燃燒式氣化器(包含燃燒室、下氣管和LNG換熱器3部分)中一系列流動(dòng)和傳熱的數(shù)值計(jì)算模型。在燃燒室中,采用灰氣體加權(quán)和模型(WSGGM)計(jì)算煙氣的吸收系數(shù),利用DO模型求解輻射傳遞方程,并在考慮對流和輻射的混合傳熱作用下計(jì)算出火焰罩的壁面溫度以及煙氣、二次空氣出口的平均溫度;在LNG換熱器中,對流體物性劇烈變化的管程進(jìn)行分段處理并采用兩相流體模型來模擬殼程中氣液兩相的流動(dòng)和傳熱過程,在分別獲得管殼兩側(cè)的平均傳熱系數(shù)后用以計(jì)算總的換熱系數(shù)。所獲得的管程和殼程對流換熱系數(shù)和關(guān)聯(lián)式與已有的文獻(xiàn)值符合良好。殼程入口氣體溫度在500～700 ℃的范圍內(nèi)變動(dòng)時(shí),殼程出口氣體溫度與殼程水浴平均溫度略微升高,同時(shí)殼程水浴湍動(dòng)能降低,換熱系數(shù)稍有減小。模擬獲得的天然氣出口溫度可維持在15 ℃左右,能滿足生產(chǎn)需要。

浸沒燃燒式氣化器;數(shù)值模擬;輻射;兩相流動(dòng);LNG換熱器

浸沒燃燒式氣化器(SCV)由于其高效且安全可靠,被廣泛應(yīng)用于液化天然氣(LNG)的調(diào)峰系統(tǒng)中。LNG浸沒燃燒式氣化器是一種將低溫液化天然氣加熱氣化的裝置,它的加熱源來自于燃料在水下的浸沒燃燒過程。圖1為浸沒燃燒式氣化器系統(tǒng)的示意圖。燃料(一般為天然氣)在燃燒室中燃燒后摻混一定量的空氣(稱為二次空氣)進(jìn)行降溫并通過下氣管等結(jié)構(gòu),最終分配到分配管上的幾千個(gè)小孔,以氣柱、氣泡的形式攜帶能量進(jìn)入到換熱器殼程水浴中,使之加熱并氣化換熱器管束中的液化天然氣。燃料提供的熱量與液化天然氣氣化需要的熱量基本相等,保證了水浴溫度在運(yùn)行過程中基本保持不變。高速氣柱對水浴的擾動(dòng),一方面增強(qiáng)了LNG換熱器殼程水浴側(cè)的換熱系數(shù),另一方面打破了水浴靠近換熱管束的低溫層,使之在運(yùn)行過程中不結(jié)冰,保證傳熱過程順利進(jìn)行。浸沒燃燒式氣化器的熱效率高達(dá)95%。

圖1 浸沒燃燒式氣化器系統(tǒng)示意圖

國內(nèi)天然氣接收站使用的LNG浸沒燃燒式氣化器主要從日本、德國和韓國進(jìn)口,國內(nèi)的制造仍在研發(fā)階段。目前,對LNG浸沒燃燒式換熱器的研究大多是對結(jié)構(gòu)上的改造與改進(jìn)設(shè)計(jì)[1-2],而缺乏對整個(gè)LNG浸沒燃燒式氣化器系統(tǒng)(包含燃燒室、下氣管、LNG換熱器3部分)中一系列的流動(dòng)(湍流、多相流)和傳熱(輻射、對流)過程的數(shù)值模擬研究,在已有的文獻(xiàn)中也只是對LNG換熱器部分進(jìn)行了一些簡單的研究。文獻(xiàn)[3]研究了LNG換熱器中蛇形盤管傾斜角度對管內(nèi)亞臨界LNG的氣化情況的影響。文獻(xiàn)[4]在文獻(xiàn)[3]的基礎(chǔ)上,重點(diǎn)研究了殼程噴射氣體雷諾數(shù)和換熱管的排布情況對殼程傳熱情況的影響。但是,上述的數(shù)值研究均存在模型與實(shí)際差距較大、過于簡化的問題,文獻(xiàn)中采用單流體DPM模型而忽略氣體體積的影響不符合實(shí)際。文獻(xiàn)[5]與本文的計(jì)算源數(shù)據(jù)完全相同,但使用“氣化”的概念在FLUENT中模擬超臨界流體的流動(dòng)傳熱過程存在不妥之處,且直接將殼程中氣液兩相流簡化為液體單相流的流動(dòng)進(jìn)行模擬而忽略氣相的存在是不合理的,另外將殼程的3D模型簡化為2D模型,也存在流量不符、部件相對位置改變等缺陷。

對于燃燒室和下氣管部分的流動(dòng)和傳熱過程,由于其溫度很高,輻射傳熱將起到主導(dǎo)作用,因而如何模擬出燃燒室中對流和輻射兩種傳熱形式都存在時(shí)煙氣的出口溫度是個(gè)值得研究的問題。

實(shí)驗(yàn)研究整個(gè)浸沒燃燒式氣化器的流動(dòng)和換熱性能,費(fèi)用巨大而難以實(shí)現(xiàn)。在浸沒燃燒式氣化器正式投入使用前,考核氣化后的天然氣能否達(dá)到生產(chǎn)需要(大于4 ℃)至關(guān)重要,因而這有賴于數(shù)值模擬的計(jì)算結(jié)果。本文對SCV系統(tǒng)建立了燃燒室、下氣管、LNG換熱器中一系列的流動(dòng)和傳熱過程的數(shù)值計(jì)算模型,并考核了實(shí)際工況下LNG的出口溫度是否能達(dá)到生產(chǎn)需要。首先,計(jì)算在考慮輻射、對流混合傳熱的作用下,燃燒室和下氣管氣體的出口溫度,并將下氣管氣體出口條件作為LNG換熱器殼程氣體入口條件。然后,對核心部分LNG換熱器進(jìn)行模擬:①先對換熱器管程的超臨界LNG的流動(dòng)與換熱進(jìn)行分段數(shù)值模擬,獲得管程的平均對流換熱系數(shù);②再對換熱器殼程的多相流流動(dòng)和傳熱過程進(jìn)行穩(wěn)態(tài)下兩相流體模型計(jì)算,獲得穩(wěn)態(tài)時(shí)殼程水浴的對流換熱系數(shù);③對管程和殼程進(jìn)行耦合計(jì)算,計(jì)算出LNG在一定的入口溫度下的出口溫度,最后獲得LNG的出口溫度。

1 物理模型

1.1 燃燒室與下氣管

如圖2所示,燃燒室與下氣管在實(shí)際系統(tǒng)中互相連接,模擬中將燃燒室段的出口條件作為下氣管段的入口條件加以利用。

(a)燃燒室與下氣管整體 (b)燃燒室簡化模型①:煙氣流域;②二次空氣流域;③:水套內(nèi)壁圖2 燃燒室與下氣管物理模型

1.2 LNG換熱器管程

圖3為LNG換熱器管程物理模型。模擬換熱器管程的目的是獲得管內(nèi)對流換熱系數(shù)。由于LNG各物性隨溫度變化,在模擬中沿著管程流動(dòng)過程中物性會(huì)發(fā)生較劇烈的變化,一個(gè)整體的管內(nèi)平均換熱系數(shù)并不能很好地反映出管內(nèi)換熱情況,因此對管程采取了圖3中的分段策略,將管程分為41段,每段中的物性當(dāng)成是不變的,在模擬收斂后,分別計(jì)算獲得41段的平均對流換熱系數(shù),在之后的耦合計(jì)算中加以利用。

圖3 LNG換熱器管程物理模型

1.3 LNG換熱器殼程

考慮到換熱器殼程的周期性、對稱性的特點(diǎn),最終得到的換熱器殼程模型如圖4所示。

①:氣體入口;②:水入口;③:換熱管束;④:氣體、水出口圖4 換熱器殼程物理模型

2 換熱器管內(nèi)流體物性

管內(nèi)流體為液化天然氣,主要成分為甲烷,根據(jù)文獻(xiàn)[6],管內(nèi)的液化天然氣簡化為甲烷純物質(zhì),其準(zhǔn)確性可以得到保證。甲烷的臨界壓力與臨界溫度分別為4.59 MPa和-82.6 ℃,故在本研究中的管內(nèi)工作壓力為8.88 MPa、進(jìn)出口溫度分別為-158 ℃和4 ℃的設(shè)計(jì)工況下,大部分管內(nèi)流體處于超臨界狀態(tài)。本研究中,超臨界甲烷流體的物性由NIST公司出品的REFPROP物性軟件獲得,如圖5所示。超臨界流體物性的特點(diǎn)是比定壓熱容存在極值點(diǎn),對應(yīng)的溫度稱為假擬臨界溫度。從獲得的數(shù)據(jù)可知,此工況下假擬臨界溫度在215 K左右。超臨界流體的主要物性在假擬臨界溫度附近會(huì)發(fā)生劇烈變化,因此其換熱特性較常規(guī)流體復(fù)雜[6]。

在Origin Pro 8.5中,將獲得的物性擬合為多項(xiàng)式,在FLUENT中加以利用。

圖5 8.88 MPa壓力下的甲烷物性

3 數(shù)值方法

燃燒室、下氣管、換熱器管程和換熱器殼程的模型,均采用ICEM CFD進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格的劃分。

3.1 燃燒室與下氣管數(shù)值方法

模擬使用ANSYS FLUENT 14.5軟件。燃燒室與下氣管的輻射模擬中,均根據(jù)實(shí)際組分定義混合物,采用灰氣體加權(quán)和模型(WSGGM)計(jì)算煙氣混合物的吸收系數(shù),采用DO模型求解輻射傳輸方程。煙氣入口溫度采用燃料燃燒的理論煙氣溫度,由Aspen Plus中的RGibbs反應(yīng)器模擬得到;下氣管入口氣體條件采用燃燒室出口煙氣與空氣混合得到,混合過程由Aspen Plus中的Mixer模擬得到。對于水套內(nèi)壁,采用輻射和對流的混合邊界條件,其中對流條件中的對流換熱系數(shù),通過對水套結(jié)構(gòu)(模型中未畫出)單獨(dú)模擬獲得。

3.2 換熱器管程數(shù)值方法

模擬使用ANSYS FLUENT 14.5軟件,對網(wǎng)格進(jìn)行了獨(dú)立性檢驗(yàn),最終計(jì)算網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為925萬,網(wǎng)格y+≈35。物性參數(shù)按照第2節(jié)進(jìn)行設(shè)置。壁面為定熱流密度的邊界條件,具體數(shù)值根據(jù)燃料提供的熱量與換熱管根數(shù)、內(nèi)徑算得。換熱器管程模擬收斂后,對流體物性變化劇烈的情況,采用1.2節(jié)中的分段方法處理,采用公式hj=Qj/(AjΔTj)計(jì)算出41段管子的管內(nèi)換熱系數(shù),其中Qj為通過第j段管子的換熱量,由FLUENT后處理直接讀取,Aj為第j段管子的面積,ΔTj為第j段管子的溫差,即第j段管內(nèi)流體平均溫度與管壁平均溫度之差。

3.3 換熱器殼程數(shù)值方法

由于ANSYS CFX軟件對多相流模擬較易收斂,故使用ANSYS CFX 14.5軟件模擬殼程中氣液兩相的流動(dòng)和傳熱過程,對網(wǎng)格進(jìn)行了獨(dú)立性檢驗(yàn),最終計(jì)算網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為9.1萬。本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型,可伸縮scalable壁面函數(shù)法(對網(wǎng)格y+值無要求)來模擬。物性采用ANSYS CFX 14.5預(yù)設(shè)的空氣與水的默認(rèn)物性參數(shù)。

由于多相流穩(wěn)態(tài)模擬收斂較困難,此模擬中殘差曲線只能穩(wěn)定在10-3數(shù)量級,但當(dāng)監(jiān)控的物理量不再變化,整個(gè)模擬的質(zhì)量不守恒度低于1%、氣相的能量不守恒度低于5%、液相的能量不守恒度最終穩(wěn)定在10%左右時(shí),模擬視為收斂。

3.4 管程與殼程的耦合計(jì)算

當(dāng)計(jì)算出換熱器管程與殼程的對流換熱系數(shù)后,整個(gè)換熱器的總換熱系數(shù)可按下式計(jì)算

(1)

式中:ht為管內(nèi)對流換熱系數(shù);hs為平均管外對流換熱系數(shù);di為換熱管內(nèi)徑;do為換熱管外徑;λ為換熱管束材料的導(dǎo)熱系數(shù)。最終,在一定的液化天然氣入口溫度下,出口溫度可由下式計(jì)算

(2)

(3)

4 結(jié)果與討論

4.1 燃燒室與下氣管

在對火焰罩結(jié)構(gòu)的模擬過程中,考慮和不考慮煙氣與壁面輻射換熱的結(jié)果對比見表1,可以看出,模擬是否包括輻射過程,對煙氣、二次空氣出口溫度有較大影響,進(jìn)而會(huì)影響后續(xù)的模擬。由于對火焰罩平均溫度影響很大,而這一參數(shù)對實(shí)際制造時(shí)火焰罩材料的選取起到了決定性作用,故對火焰罩的模擬,必須要考慮輻射作用對傳熱過程的影響。

表1 考慮和不考慮輻射的模擬結(jié)果對比

在設(shè)定煙氣流域中煙氣混合物的吸收系數(shù)時(shí),采用了兩種方法分別進(jìn)行計(jì)算:①采用FLUENT自帶的灰氣體加權(quán)和模型;②采用四川空分公司提供的煙氣黑度ε,根據(jù)公式α=(-ln(1-ε))/L計(jì)算吸收系數(shù),其中L為氣體對整個(gè)包壁輻射的平均射線程長,可參考文獻(xiàn)[7]進(jìn)行計(jì)算,得到α=0.274。采用WSGGM計(jì)算的結(jié)果與采用實(shí)測火焰黑度計(jì)算吸收系數(shù)所得的結(jié)果相差在0.5%以內(nèi),故可以得出結(jié)論:采用WSGGM計(jì)算的吸收系數(shù)與采用實(shí)際黑度計(jì)算的吸收系數(shù)基本相等。根據(jù)文獻(xiàn)[8],WSGGM對常規(guī)燃燒、氣化等燃燒環(huán)境下的氣體參數(shù)模擬非常精準(zhǔn),對于含有CO2和H2O的混合氣體來說,在CO2+H2O的摩爾分?jǐn)?shù)小于30%的情況下都適用,且采用WSGGM計(jì)算的吸收系數(shù)考慮了溫度對吸收系數(shù)的影響。若為非勻質(zhì)氣體,WSGGM還可以考慮到工質(zhì)的不均勻性,故若在燃燒室的模擬中缺少實(shí)測數(shù)據(jù),推薦采用WSGGM計(jì)算氣體吸收系數(shù)。

下氣管模擬收斂后,出口氣體條件可為殼程模擬氣體入口條件所利用。

4.2 換熱器管程

本文將按照3.2節(jié)方法計(jì)算的結(jié)果與Gnielinski公式[7]的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比。關(guān)于Gnielinski公式對超臨界LNG換熱計(jì)算的有效性,文獻(xiàn)[6]中證明了Dittus-Boelter公式[7]對普通圓管內(nèi)的超臨界LNG的換熱計(jì)算滿足工程計(jì)算要求,本文采用相同方法,即用普通圓管內(nèi)超臨界甲烷的數(shù)值模擬結(jié)果來比較與采用Dittus-Boelter公式與Gnielinski公式結(jié)果的差別,偏差分別為14.11%和3.2%。因此,本文在結(jié)果處理中將數(shù)值模擬結(jié)果與Gnielinski公式計(jì)算值進(jìn)行對比。兩種計(jì)算方法所得結(jié)果如圖6所示。

圖6 管程管內(nèi)換熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果比較

由圖6可知,兩種方法計(jì)算的結(jié)果變化趨勢吻合相當(dāng)好,圖中5個(gè)突出點(diǎn)為管程分段中分出的5個(gè)彎管段,由于流體發(fā)生轉(zhuǎn)向,擾動(dòng)劇烈,因此當(dāng)?shù)負(fù)Q熱系數(shù)較高。兩種方法計(jì)算的結(jié)果,最大偏差為26.82%,60%的結(jié)果偏差在10%以內(nèi),85%的結(jié)果偏差在20%以內(nèi)。對于第3個(gè)高峰之后誤差較大的情況,通過查看這幾段管內(nèi)流體溫度,可以看出,偏差在20%以上的幾段管內(nèi)平均流體溫度均在假擬臨界溫度215 K附近。由于假擬臨界溫度附近物性變化劇烈,Gnielinski公式采用管內(nèi)流體的平均溫度作為定性溫度選取物性,就會(huì)引入較大的誤差,而采用公式hj=Qj/(AjΔTj)計(jì)算則更為準(zhǔn)確,故可以得到以下結(jié)論:由于85%的模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式結(jié)果偏差在20%以內(nèi),因此模擬結(jié)果較準(zhǔn)確。

4.3 換熱器殼程

調(diào)整前述模擬環(huán)節(jié)中二次空氣進(jìn)氣量,可獲得不同的換熱器殼程氣體入口工況:減小二次空氣量,則殼程氣體入口流量小、溫度高;反之,則流量大、溫度低。通過改變二次空氣量,可以實(shí)現(xiàn)殼程入口氣體溫度Tgin在500～700 ℃之間變化,進(jìn)而影響殼程工作情況,殼程各工作參數(shù)隨Tgin的變化情況如圖7所示。由圖7a、7b可知,殼程出口氣體均溫與水浴均溫隨殼程入口氣體溫度的升高呈現(xiàn)明顯的增大趨勢,但數(shù)值變化不大,說明在實(shí)際運(yùn)行過程中,改變工況,LNG換熱器的運(yùn)行狀態(tài)基本穩(wěn)定。由圖7c、7d可知,隨著殼程入口氣體溫度升高,即氣量減小,殼程水浴湍動(dòng)能降低,且由于擾動(dòng)減小,換熱系數(shù)也減小,與預(yù)測趨勢相符。殼程水浴換熱系數(shù)與文獻(xiàn)[3]中5 800～8 000 W/(m2·K)的范圍基本相符,因此可以認(rèn)為此模擬結(jié)果較準(zhǔn)確。

(a) 殼程出口氣體溫度 (b) 水浴均溫隨 隨Tgin的變化 Tgin的變化

(c) 水浴湍動(dòng)能隨 (d) 水浴對流換熱系數(shù) Tgin的變化 隨Tgin的變化圖7 殼程各參數(shù)隨入口氣體溫度的變化

4.4 換熱器耦合計(jì)算

按照3.4節(jié)的計(jì)算方法,在給定的LNG入口溫度下,可以算得在LNG管程入口溫度-158 ℃、流量198 t/h、燃料量2.6 t/h、空氣過量系數(shù)1.2、殼程入口氣體溫度在500～700 ℃變化時(shí),NG出口溫度基本保持在15 ℃左右,即換熱器設(shè)計(jì)滿足生產(chǎn)需要(大于4 ℃)。在穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),燃料燃燒產(chǎn)生的熱量等于LNG氣化為NG達(dá)到一定出口溫度所需的熱量,即煙氣放出來的熱量全部傳給水浴,水浴傳熱給管程LNG。燃料放出來的熱量一定,LNG吸收的熱量基本一定,因而NG出口溫度基本在15 ℃左右。殼程入口氣體是由從燃燒室中出來的約1 800 ℃煙氣攙兌一定量的15 ℃常溫空氣后形成的,其溫度降至了500～700 ℃的范圍內(nèi),所以入口氣體溫度越低,氣量越大,但氣量變化時(shí)進(jìn)入水浴的殼程入口氣體攜帶的熱量基本都相當(dāng)于燃料放出的熱量。

5 結(jié) 論

本研究針對LNG浸沒燃燒式氣化器提出了一套模擬方法,通過對各環(huán)節(jié)的模擬結(jié)果的討論,證明了本方法的正確性與可靠性,可為LNG浸沒燃燒式氣化系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供計(jì)算支持。計(jì)算表明:在研究的SCV系統(tǒng)設(shè)計(jì)尺寸參數(shù)下,在LNG管程入口溫度-158 ℃、流量198 t/h、燃料量2.6 t/h、空氣過量系數(shù)1.2、殼程入口氣體溫度在500～700 ℃變化時(shí),NG出口溫度基本保持在15 ℃左右,滿足換熱器設(shè)計(jì)生產(chǎn)需要。

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(編輯 荊樹蓉)

Numerical Simulation on Liquefied Natural Gas Submerged Combustion Vaporizer

NIAN Quanxin,GUO Shaolong,FANG Wenzhen,TAO Wenquan

(Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering of MOE, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

To predict the natural gas outlet temperature of a liquefied natural gas (LNG) submerged combustion vaporizer(SCV), this paper establishes a complete model for the numerical computation of the fluid flow and heat transfer in the whole SCV system, including the combustion chamber, down comer and LNG heat exchanger. For the combustion chamber, weighted-sum gray gas model (WSGGM) is used to calculate the gas absorption coefficient and DO model is used to solve RTE. The flow and heat transfer behavior is then obtained considering radiation and convection. For the LNG heat exchanger, a segmentation treatment is used for the coiled tube because of the drastically changing fluid properties. The two-phase fluid model is used to deal with the gas-liquid two-phase flow and heat transfer process for the shell-side and the total heat transfer coefficient is then calculated. The tube-side and shell-side heat transfer coefficients are well consistent with the results of previous studies. When the shell-side inlet gas temperature varies within the range of 500-700 ℃, the outlet gas temperature and the average water bath temperature slightly increase and the turbulent kinetic energy and heat transfer coefficient slightly decrease. Under the practical operation conditions, the LNG outlet temperature maintains at 15 ℃ or so, which can meet the production requirement.

submerged combustion vaporizer; numerical simulation; radiation; two-phase flow; LNG heat exchanger

2015-05-04。 作者簡介:粘權(quán)鑫(1991—),女,碩士生;陶文銓(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師,中國科學(xué)院院士。 基金項(xiàng)目:國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2013CB228304)。

時(shí)間:2015-10-13

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151013.1133.004.html

10.7652/xjtuxb201601011

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0253-987X(2016)01-0067-05