陳海平，王振波，黃 宇，李 強

（1.中海石油氣電集團有限責任公司，北京 100028；2.中國石油大學（華東） 新能源學院，青島 山東 266580）

液化天然氣（LNG）作為一種低污染、高熱值能源，受到各國的廣泛關注。天然氣是繼煤炭、石油之后的第三大能源，可用于工業(yè)和民生等各種領域。中國擁有非常豐富的陸海天然氣資源。近年來，全球LNG消費量急劇上升，LNG配套設施迅速發(fā)展，同時對LNG生產(chǎn)工藝也提出了更高要求。就工藝而言，需要將天然氣的溫度降到-162 ℃才能使其液化，LNG通過管道輸送的效率非常高，但在提供給下游用戶前，又需要使用氣化器將LNG氣化，并使其溫度達到使用標準[1]。

學者對LNG氣化器的殼程結構及換熱特性開展了研究。HAN等[2]對浸沒燃燒式LNG氣化器（SCV）殼程水浴中、煙氣和水形成的氣液兩相流動的換熱傳質(zhì)過程，進行了數(shù)值模擬，并提出了一種基于計算流體力學模擬和理論計算的SCV換熱結構設計方案。李泓鈺[3]對SCV殼程水浴換熱規(guī)律及排煙情況進行了實驗研究，設計了適宜的鼓泡管與鼓泡孔結構尺寸，減小水浴溫差分布，分析了浸沒深度、負荷和空氣量對燃燒穩(wěn)定的影響，證明浸沒深度是影響燃燒室內(nèi)燃燒穩(wěn)定的主要因素之一。孫海峰[4]分別對SCV管內(nèi)沸騰和管外兩相流動過程進行換熱計算，并分別對SCV管程和殼程的流體流動與換熱過程進行仿真模擬，得到管程殼程流場分布情況，為后續(xù)SCV設計提供依據(jù)。周帆等[5]采用數(shù)值模擬方法，對有導流板大型相變換熱器的殼程結構進行模擬，分析了導流板結構對換熱器殼程換熱性能、流場分布以及整體換熱效果的影響，證明導流板可提高換熱效果。RIBEIRO等[6-8]針對SCV氣液直接接觸換熱進行了綜述，同時通過實驗和理論分析，對理論模型進行了修正，最終的模擬結果與實驗結果吻合程度較高。YEHIA等[9]改變換熱器的殼程結構，分析了不同結構參數(shù)對流體換熱性能和阻力性能的影響，為換熱器殼程結構的設計提供了依據(jù)。

綜上可見，LNG氣化器殼程結構與氣液兩相流動特性受到了廣泛研究，但有關海上LNG氣化工藝中所用氣化裝置的研究較少。本文針對海上LNG氣化器中，殼程氣液兩相流掠過換熱管束的流動與換熱過程，建立物理模型；通過數(shù)值模擬，對比分析單一殼程結構參數(shù)對氣化器殼程流場分布和換熱特性的影響。

1 模擬部分

1.1 海上LNG氣化器換熱原理及管外換熱計算模型

1.1.1 換熱結構與原理

本文在前人研究的基礎上，針對海洋環(huán)境中，LNG氣化器殼程氣液兩相流動與換熱特性進行研究。海上LNG氣化器工作原理結構圖和俯視圖分別如圖1和圖2所示。根據(jù)工況條件，通過能量守恒定律、換熱學基本計算公式以及相關設計標準，可以得到海上LNG氣化器的殼程換熱結構。其主要換熱結構按照SCV的換熱原理進行設計，但殼程氣液兩相流動換熱形式和基本流場分布與SCV有所不同。在氣化器底部增加了海水入口，側面增加海水出口，利用氣相產(chǎn)生的涌升力驅(qū)動海水流動，達到強化換熱的目的。

圖1 海上LNG氣化器Fig.1 Offshore LNG vaporizer

圖2 海上LNG氣化器俯視圖Fig.2 Top view of offshore LNG vaporizer

海上LNG氣化器主要適用于近海海域以及海上平臺的LNG氣化工藝。在工作時，需要使海水浸沒LNG盤管，氯氣和空氣（煙氣）通過相應的輸氣管進入氣化器，并從底部的氣體分布器排出，氣體經(jīng)鼓泡管進入海水中，會形成很多小氣泡，氣泡向上運動形成的涌升力，將混合氣體和海水形成的氣液兩相流帶到LNG盤管處，從而實現(xiàn)與LNG的強化換熱，海水由氣化器底部進口流入，完成換熱后從側面出口排出。海上LNG氣化器殼程的換熱原理，是將氣液兩相形成的涌升流作為動力，驅(qū)動海水由氣化器底部進、側面出，直接利用了海水。在換熱結構方面，無需使用燃燒器和海水泵驅(qū)動，結構簡單、成本降低。在換熱方面，通過氣泡涌升力和氣化器內(nèi)部結構改變了海水流向，使海上LNG氣化器具有良好的適用性，操作簡單。

1.1.2 管外換熱計算模型

為了便于分析影響管外平均對流換熱系數(shù)的因素，對管外換熱進行簡化計算。高溫煙氣以直接換熱的方式將熱量傳遞給海水，海水再將熱量傳遞給管內(nèi)流體。由于海水的換熱系數(shù)遠高于煙氣，且水中煙氣難以接觸管束表面，故可忽略煙氣與管束的換熱。把管束在復雜的氣液兩相流動中換熱，簡化為在單相水中換熱。

換熱管采用三角形布置，在較低雷諾數(shù)下，單相流體外掠管束換熱常用的關聯(lián)式[10]為：

式中，Nu為努塞爾數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)；下標f代表流域，w代表壁面；S1為換熱管橫向中心距，m；S2為換熱管縱向中心距，m。

其中流體速度選取管束最窄流體截面處的流速，即最大流速，其值一定程度反映了管外流體流動強度。管外平均對流換熱系數(shù)計算公式如下：

式中，h為管外平均對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；λ為換熱管導熱系數(shù)，W/(m·K)；d為特征換熱長度，m。

1.2 海上LNG氣化器殼程物理模型

1.2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

殼程中換熱管束的分布和氣體分布器的鼓泡管，具有重復且相互對稱的結構。建模時，選取最小且最能代表海上LNG氣化器殼程結構特點的幾何單元，作為仿真模擬的物理模型，如圖3和圖4所示。

圖3 氣化器殼程換熱管排列、物理模型和鼓泡管Fig.3 Heat exchange tube arrangement, physical model and bubble tube of shell side of vaporizer

圖4 殼程建模及網(wǎng)格劃分Fig.4 Shell side modeling and meshing

為便于計算，殼程管束只選取5排，鼓泡管與管束呈錯排排列，即換熱管束橫向排布，鼓泡管置于換熱管束底部呈縱向排布。網(wǎng)格結構為四面體與六面體混合網(wǎng)格，在管束周圍及氣體出口處細化了網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為73000。

1.2.2 數(shù)值模型

海上LNG氣化器工作時，氣體通過底部的氣體分布器噴出，進入海水中，形成氣泡并造成擾動，氣泡向上運動，形成的涌升力帶動海水流動，殼程溢流堰內(nèi)海水和氣體共存，形成氣液兩相流掠過換熱管束的流動與換熱。這種方式在計算流體動力學中屬于多相流模型，故本文采用k-ε湍流模型和VOF（Volume of fluid）多相流模型進行相界面捕捉，用以求解氣液兩相流掠過換熱管束的流動與換熱問題。通過對氣液兩相分別建立動量守恒和連續(xù)性方程進行求解[11]。

1.2.3 控制方程及邊界條件

VOF模型為流體體積函數(shù)法，其質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程如下：

式中，u為網(wǎng)格單元中混合相速度，m/s；ρ為密度，kg/m3；t為時間，s；μ為動力黏度，Pa·s；p為壓強，Pa；FS為表面張力，N/m；g為重力加速度，m/s2。

其相體積分數(shù)的連續(xù)性方程如式(5)，對于主相如式(6)：

式中，αG為氣相體積分數(shù)；αL為液相體積分數(shù)。

出現(xiàn)混合流體的計算單元中，密度和黏度的計算方法為：

式中，ρm為混合相密度，kg/m3；ρG為氣相密度，kg/m3；ρL為液相密度，kg/m3；μm為混合相動力黏度，Pa·s；μG為氣相動力黏度，Pa·s；μL為液相動力黏度，Pa·s。

對于水氣交界面上的表面張力，應用BRACKBILL等[12]提出的表面張力模型，該模型中把表面張力作為一個體積力FS，對于兩相系統(tǒng)其表達式為：

式中，σ為表面張力系數(shù)，N/m；k為界面曲率。

數(shù)值模擬邊界條件設置如表1所示。煙氣進口分布有5個排氣孔，每個孔徑為20 mm，設置為速度進口；氣液混合相出口為自由出流；水堰擋板和箱體設置為壁面；換熱管束與流體之間為對流換熱，無內(nèi)熱源。

表1 邊界條件設置Table 1 Setting of boundary conditions

2 模擬結果與分析

海上LNG氣化器殼程數(shù)值模擬，主要是分析氣液兩相流掠過換熱管束流動與換熱過程，其中海水為連續(xù)相，煙氣為分散相。根據(jù)海上LNG氣化器的工作原理，對其殼程流場分布及換熱特性具有直接影響的因素主要有4個：換熱管的排列方式、有無水堰擋板、排氣孔孔徑及數(shù)量。為此，探究了各個因素對殼程流場及換熱的具體影響?？紤]到每個因素均為氣化器的結構參數(shù)，故采用單一變量的方法。只改變考察因素，其他結構參數(shù)和操作參數(shù)均保持不變，分別對每一種影響因素進行數(shù)值模擬計算。從定性的角度分析殼程流場變化情況，從定量的角度分析換熱特性變化規(guī)律。

2.1 換熱管束排列方式的影響

海上LNG氣化器換熱管束的排列方式分為順排和叉排。不同排列方式對其殼程流動與換熱效果影響較大。為此本文建立了不同殼程結構模型，并進行了對比分析。換熱管束叉排和順排模擬云圖分別如圖5和圖6所示。

圖5 殼程管束叉排模擬云圖Fig.5 Cloud charts of simulation in shell side with tube bundle staggered arrangement

圖6 殼程管束順排模擬云圖Fig.6 Cloud charts of simulation in shell side with tube bundle smooth arrangement

在圖5氣體濃度分布云圖中，藍色代表液相，紅色代表氣相?？芍瑲庀酀舛葟南碌缴铣手饾u減小的趨勢，殼程下部區(qū)域氣相主要是以大氣泡聚集的形式存在，在氣液兩相流掠過換熱管的過程中，受到換熱管的干涉作用，大氣泡會破碎成許多小氣泡，因此上部區(qū)域氣相主要是小氣泡?；旌衔飰簭娫茍D中，可以看出混合物的壓力分布從下到上是逐漸減小的，符合液體靜壓壓力分布規(guī)律?；旌衔锼俣仍茍D中，顯示了海水中氣體的運動狀態(tài)，在進入換熱管區(qū)域時，受到換熱管的干涉作用，大氣泡會破裂成小氣泡，而小氣泡的運動速度更快，涌升流在換熱管區(qū)域的速度更大。氣泡的破碎作用會使流動與換熱邊界層變薄，進一步強化換熱?；旌衔餃囟仍茍D中，當煙氣進入海水時，其溫度比海水高得多，隨著煙氣上升運動和海水混合，煙氣和海水的溫度逐漸達到動態(tài)平衡，當氣液兩相流接觸第二排換熱管時，兩者溫度幾乎達到了平衡，氣液兩相流以相對恒定的溫度掠過大多數(shù)管束。

對比分析換熱管束叉排和順排模擬云圖，可以發(fā)現(xiàn)兩種結構的殼程水浴均出現(xiàn)溢流現(xiàn)象，且圍堰內(nèi)水浴均存在大量過熱氣泡。其中，叉排管束分布比較緊湊，每根換熱管周圍都有氣液兩相流繞流而過，從而增強了對氣泡的破碎效果，使得圍堰內(nèi)氣泡直徑相對較小、數(shù)量較多，進而使得在相同進氣量的條件下，煙氣與海水間的接觸面積增加，強化了氣液兩相間的換熱量。對比混合物速度分布云圖，可知順排管束分布比較松散，換熱管間距較大，氣液兩相混合物在管束間的流動較為暢通，導致氣泡的破碎率大大降低，使得氣泡呈現(xiàn)大而少的模式，不利于促進煙氣與水浴間的熱量傳遞。因此，從宏觀角度可以說明，換熱管叉排排列方式對氣泡破碎作用較強，有利于提高煙氣與水浴間的熱傳遞率。

在海洋環(huán)境中，涌升流的速度主要取決于進氣速度，改變煙氣進口速度，數(shù)值計算了海上LNG氣化器叉排和順排兩種結構下，管外平均對流換熱系數(shù)，如圖7所示。通過對比，發(fā)現(xiàn)當進氣速度低于20 m/s時，叉排的平均管外對流換熱系數(shù)明顯較高；當氣速逐漸增大，殼程氣液比也隨之變大，氣液兩相流湍動能增強，順排和叉排的平均對流換熱系數(shù)較為接近。故低氣速時，叉排管束分布比較緊湊，每根換熱管周圍均有氣液兩相繞流換熱，更容易使氣泡破碎，所以小氣泡數(shù)量會更多，在同一進氣量下的液體受擾動程度更強，換熱效果更好；順排管束分布比較松散，換熱管間距較大，氣液兩相混合物在管束之間的流動阻力較小。說明相同條件下，叉排管束結構殼程流體流動與換熱性能優(yōu)于順排管束結構。

圖7 進氣速度對管外平均對流換熱系數(shù)的影響Fig.7 Effect of inlet velocity on average convective heat transfer coefficient outside tube

2.2 水堰擋板的影響

水堰擋板安裝在箱體兩側，可以增強殼程流域的擾動，影響氣液兩相流場分布與換熱特性。如圖8所示，在無擋板的情況下，殼程流場分布呈現(xiàn)不均勻性，且這種不均勻的程度隨著氣體向上運動而逐漸增加。由于管束叉排的阻力作用，氣體以大氣泡的形式，主要從管束與壁面之間較大的空隙中向上運動，使得換熱管束處的液體流動不充分，箱體內(nèi)兩側液相區(qū)域流體速度高，中間區(qū)域速度低，換熱過程也呈現(xiàn)不均勻性。圖5為有擋板的情況，對比圖5(a)和(c)可以看出氣體主要在換熱管束之間流動，使整個換熱管束區(qū)域的液體充分流動換熱，換熱效果較好。

圖8 殼程無水堰擋板模擬云圖Fig.8 Cloud charts of simulation in shell side without water weir baffle

圖9為混合物湍動能分布情況。由圖9可知，在無擋板的情況下，湍動強度集中在箱體兩側，導致?lián)Q熱管束整體氣液兩相區(qū)域內(nèi)的擾動減??；在有擋板的情況下，氣體橫穿換熱管束，大氣泡受到管束的干擾，破裂成小氣泡，使液體擾動增大，氣液兩相區(qū)域內(nèi)的湍動集中分布在管束中間區(qū)域，兩側逐漸減小。兩種結構下，殼程流體流動狀態(tài)相反。

圖9 殼程流域混合物湍動能分布云圖Fig.9 Cloud charts of turbulent kinetic energy distribution of mixture in shell side

從定量的角度分析水堰擋板的作用，有水堰擋板時，殼程流域內(nèi)混合相最大速度為103.52 m/s，最大湍動能為1910.23 m2/s2；而無水堰擋板時，殼程流域內(nèi)混合相最大速度為55.72 m/s，最大湍動能為688.00 m2/s2。對比分析云圖，有水堰擋板時，殼程流域內(nèi)流體整體流速和湍動能明顯更高，氣液兩相流掠過換熱管束的速度也更快，換熱過程能量傳遞更充分。說明相同條件下，安裝水堰擋板殼程流體流動與換熱性能要優(yōu)于無水堰擋板的結構。

2.3 排氣孔孔徑的影響

分布器排氣孔是高溫煙氣的出口，直接控制出口氣泡的粒徑大小，從而影響殼程氣液兩相流掠過管束的流動與換熱過程。相同條件下，排氣孔孔徑越大，開孔率則越小，分布也越稀疏；反之，排氣孔孔徑越小，孔分布就越密集。通過改變排氣孔孔徑大小，研究孔徑對氣化器殼程的流動與換熱性能的影響。分別對排氣孔孔徑為10 mm、15 mm、20 mm、25 mm和 30 mm的殼程物理模型進行了數(shù)值模擬計算。圖10為不同孔徑下，殼程氣體濃度分布云圖，可以表征殼程氣液兩相流動狀態(tài)。

圖10 不同孔徑下殼程氣體濃度分布云圖Fig.10 Cloud charts of gas concentration distribution in shell side with different diameter of holes

從圖10可知，不同排氣孔孔徑的殼程結構，圍堰內(nèi)水浴均能發(fā)生溢流現(xiàn)象，其中孔徑為15 mm和30 mm的排氣孔結構，氣液兩相出口溢流呈現(xiàn)明顯塊流狀。但從宏觀角度而言，殼程氣液兩相流掠過管束流體流動狀態(tài)并無明顯差異。分析原因，可能是殼程流場內(nèi)氣體分布的均勻性受排氣孔徑及開孔率的共同影響。當孔徑較小時，氣泡直徑也會較小，但此時孔與孔的距離較小，氣泡之間容易發(fā)生聚并現(xiàn)象，氣泡粒徑變大。當孔徑較大時，形成的初始氣泡直徑也相對較大，在一定的孔間距范圍內(nèi)，同樣增加了氣泡間的聚并率，導致殼程氣液兩相流呈塊狀流，不利于殼程換熱。

不同排氣孔尺寸下，氣化器殼程平均對流換熱系數(shù)的數(shù)值計算結果如圖11所示。從定量角度，分析排氣孔孔徑對換熱特性的影響。由圖11可知，隨著排氣孔孔徑增大，殼程流體平均對流換熱系數(shù)呈先增大后減小的趨勢。結合圖10可知，氣孔直徑為20 mm左右時，氣液兩相流場分布均勻，且平均對流換熱系數(shù)最大。綜合考慮，海上LNG氣化器孔徑可選用20 mm。

圖11 孔徑對管外平均對流換熱系數(shù)的影響Fig.11 Effect of hole diameter on average convective heat transfer coefficient outside tube

2.4 排氣孔數(shù)量的影響

當煙氣流量和排氣孔孔徑一定時，排氣孔數(shù)量不同，不但會影響排氣孔的布氣性能，還會對殼程水浴中，氣體分布的均勻性產(chǎn)生很大影響，進而影響殼程流體換熱能力。建立了排氣孔數(shù)量為3、4、5、6和7的5種氣化器殼程物理模型，并進行了數(shù)值模擬計算。圖12為不同排氣孔數(shù)量結構氣化器的殼程流場圖。由圖12可知，不同排氣孔數(shù)量的殼程結構，其圍堰內(nèi)水浴均能發(fā)生溢流現(xiàn)象，其中孔數(shù)3和孔數(shù)7溢流出口呈明顯的塊狀流。當排氣孔數(shù)量為5時，氣液兩相流掠過管束狀態(tài)最佳，氣泡直徑相對最小，氣體分布最均勻。當排氣孔數(shù)量為3、4、6和7時，水浴中氣泡直徑較大，分布很不均勻。這是因為當排氣孔數(shù)量較少時，相鄰兩個孔間的距離較大，造成殼程流域湍動性不強，氣泡破碎效果較差，氣泡直徑相對較大；而當排氣孔數(shù)量較多時，相鄰兩支管間的距離較小，提高了氣泡之間碰撞概率，氣泡更容易發(fā)生聚并，導致粒徑變大，流場分布不均勻。

圖12 不同孔數(shù)下殼程氣體濃度分布云圖Fig.12 Cloud charts of gas concentration distribution in shell side with different number of holes

不同排氣孔數(shù)量時，管外平均對流換熱系數(shù)的數(shù)值計算結果如圖13所示。由圖13可知，管外平均對流換熱系數(shù)隨孔數(shù)的增加先增大后減小，變化趨勢與孔徑相同。在5排管束下，排氣孔數(shù)量為5時，管外平均對流換熱系數(shù)最大。隨著氣孔數(shù)量增加，氣泡數(shù)量也增加，擾流作用增強，管外平均對流換熱系數(shù)也隨之增大。但是，隨著氣孔數(shù)量繼續(xù)增加，釋放氣泡數(shù)大于臨界值時，氣泡聚并速率增加，導致氣液兩相多為塊狀流動，管外平均對流換熱系數(shù)減小。所以，海上LNG氣化器可以采用5排管束對應5排孔規(guī)格。

圖13 孔數(shù)對管外平均對流換熱系數(shù)的影響Fig.13 Effect of holes number on average convective heat transfer coefficient outside tube

3 結論

針對海上LNG氣化器殼程氣液兩相流掠過換熱管束的流動與換熱，建立了數(shù)值計算模型。通過求解基于VOF模型的控制方程，分析了流動與換熱特性，并進一步考察了換熱管排列方式、有無水堰擋板、排氣孔孔徑及數(shù)量等單一結構參數(shù)對氣液兩相流流動與換熱的影響，得到如下結論。

（1）海上LNG氣化器工作時，殼程內(nèi)氣相濃度分布隨煙氣流動，自下而上逐漸減小，下部氣相區(qū)域大氣泡居多，上部氣相區(qū)域小氣泡居多。

（2）隨著煙氣上升和海水混合，氣液兩相流接觸第二排換熱管時，殼程流域內(nèi)煙氣和海水的溫度逐漸達到動態(tài)平衡，氣液兩相流以相對恒定的溫度掠過上部管束。

（3）換熱管束的排列方式對殼程流體流動和換熱過程的影響較大，進氣速度低于20 m/s時，叉排結構的管外平均對流換熱系數(shù)明顯較高。相同條件下，叉排結構性能優(yōu)于順排結構。

（4）無水堰擋板時，殼程流場分布呈現(xiàn)不均勻性，且隨著氣體向上運動，不均勻性逐漸增加；有水堰擋板時，殼程氣液兩相流掠過換熱管束的速度更快，能量傳遞更充分。相同條件下，安裝水堰擋板可促進殼程流體流動與換熱。

（5）相同條件下，在氣孔直徑為20 mm、氣孔數(shù)量為5時，殼程流場分布最均勻，管外平均對流換熱系數(shù)最大，殼程換熱效果最好。