超級開架式氣化器新型傳熱管內流場及對流換熱的數值模擬

鄧志安姜晨薇張雪婷梁　逍楊　帆

1.西安石油大學 2.中國石化銷售有限公司陜西咸陽石油分公司

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超級開架式氣化器新型傳熱管內流場及對流換熱的數值模擬

鄧志安1姜晨薇1張雪婷1梁逍1楊帆2

1.西安石油大學 2.中國石化銷售有限公司陜西咸陽石油分公司

鄧志安等. 超級開架式氣化器新型傳熱管內流場及對流換熱的數值模擬. 天然氣工業, 2016,36(4):90-95.

摘 要超級開架式氣化器（SuperORV）新型傳熱管主要是在普通傳熱管的內管中加入了十字螺旋擾流桿，以強化傳熱管的換熱效果。為了研究該裝置的換熱效率，建立了與新型傳熱管和普通傳熱管相對應的數學和模型物理模型，采用數值模擬的方法對兩種傳熱管內流場及對流換熱性能進行了對比分析，得到了傳熱管內流道的努賽爾數隨入口速度的變化圖，以及傳熱管不同位置處溫度和傳熱系數的分布規律。通過對現有實驗進行數值模擬，對比分析了模擬結果與實驗結果。結果表明：①FLUENT數值模擬方法能準確描述傳熱管的傳熱特性；②十字螺旋擾流桿的存在，不僅能夠加強流體的湍流強度，而且還能有效減小邊界層厚度，產生強烈的二次流，加強了流體在徑向上的熱交換，提高了傳熱管的整體換熱能力；③流體入口速度與努賽爾數的增長幅度呈正比，傳熱系數隨著溫度的升高而增加，在相同的雷諾數下，新型傳熱管內流體的平均溫度明顯高于普通傳熱管內流體溫度。該研究成果能夠為超級開架式氣化器國產化進程提供參考。

關鍵詞超級開架式氣化器 螺旋擾流桿 強化傳熱 數值模擬 傳熱系數 溫度分布 換熱效能

開架式氣化器（ORV）是采用海水作為熱源的氣化器，因其具有操作簡單、運行成本低、生產安全、工作負荷可調等優點而被廣泛應用。ORV在運行過程中，由于LNG溫度過低（－163 ℃），會使得海水溫度急劇下降，為了避免板型管束下部特別是集液管外表面結冰，提高氣化器的換熱性能，在傳統ORV基礎上，開發出了SuperORV。相關資料表明[1]：SuperORV單根換熱管的氣化能力可以提高3倍左右，而海水用量、建造成本和安裝所需空間則可分別減少15％、10％和40％。

自2007年SuperORV技術首次應用于日本大阪的Senboku LNG接收終端并取得成功后，近年來對SuperORV的應用正逐步增多，Sekiguchi等[2-3]開發了一種高性能低成本的ORV設計方法，并采用該方法進行了低成本的緊湊型ORV設計。Hisada等[4]通過數值分析對ORV傳熱管進行了傳熱設計，得出了ORV傳熱管的最佳型式，建立了完整的ORV優化設計方法并開發了一種可靠的具有低制造成本和良好運行性能的ORV。張尚文[5]對ORV的結構和工作原理、LNG組分及物性、換熱管結構及工藝設計等進行了分析介紹。Morimoto等[6]和Yamazaki等[7]分別對SuperORV的結構、工作原理、傳熱特性和發展現狀進行了深入分析。盡管對SuperORV的應用逐步增多，但是對SuperORV的研究仍然不多，大多數研究工作仍是針對ORV展開的。筆者建立了一種改進的SuperORV新型傳熱管模型，并采用數值模擬方法分析、探討了SuperORV新型傳熱管的換熱效果。

1 物理模型的建立

超級開架式氣化器新型傳熱管（以下簡稱為B管），是在超級開架式氣化器普通傳熱管（以下簡稱為A管）的基礎上，對內套管流道加以改進，在其內增加了一個十字螺旋擾流桿（圖1），圖2為其結構示意圖，圖2中a為37.6 mm，b1為56.2 mm，b2 為42.8 mm，b3為53.6 mm。

圖1　螺旋擾流桿示意圖

圖2　SuperORV傳熱管的結構示意圖

2 計算模型

2.1 控制方程

各控制方程[8]的表述如下（i，j = 1，2，3）。

2.1.1 連續方程

式中ρ表示流體的密度；t表示時間；xi表示i方向；ui表示流體速度沿i方向的分量。

2.1.2 動量守恒方程

式中xj表示j方向；uj表示流體速度沿j方向的分量；p表示靜壓力；τij表示應力矢量；ρgi表示i方向的重力分量；Fi表示能源及阻力引起的其他能源項。

2.1.3 能量守恒方程

式中h表示傳熱系數；k表示湍動能；kτ表示湍流傳遞引起的傳導率；T表示熱力學溫度；Sh表示定義的體積源。

2.2 湍流模型

由于新型傳熱管內加裝了十字螺旋擾流桿，甲烷流體在超級開架式氣化器新型傳熱管內的流動會發生復雜的旋流以及多尺度二次流。因此，采用Realizable k-ε模型作為湍流模型。

2.2.1 湍動能k方程

式中σk表示k方程的湍流Prandtl數；μ表示層流黏性系數；μτ表示湍流黏性系數；K表示分子熱導率；Gk表示由層流速度梯度而產生的湍流動能；Gb表示由浮力而產生的湍流動能；ε表示耗散率；Ym表示由擴散產生的波動；Sk表示控制方程的源項。

2.2.2 湍流耗散率ε方程

式中τ表示應力；σε表示ε方程的湍流Prandtl數；C2ε表示常量、C1ε表示常量、C3ε表示常量；Sε表示控制方程的源項。

其中

2.3 網格劃分

運用ANSYS ICEM CFD對模型進行網格劃分，采用有限容積法對計算區域進行離散化，采用正四面體和六面體結合的方式進行分塊劃分。考慮到邊界層的影響，對近壁面處進行了網格加密處理，能更準確地反映近壁面處流體的流動及傳熱特性（圖3）。通過對網格的不斷測試及改進，最終得到了新型傳熱管和普通傳熱管的網格數分別為150萬個和170萬個。

圖3　模型剖面網格示意圖

2.4 求解及邊界條件的設置

為了研究氣化器內超臨界甲烷沿豎直管向上流動的相變傳熱過程，應用壓力基求解器和Realizable k-ε模型，壓力和速度耦合采用SIMPLE方法[9]，動量方程、能量方程、湍流耗散率方程以及湍動能方程均采用二階迎分差格式[10]，甲烷在超臨界條件下的物性參數采用分段多項式擬合的方法處理，通過FLUENT的UDF[11]給定。UDF根據物性參數擬合方程自編的程序，采用C語言編寫，使用DEFINE宏來定義，加載不同工況下甲烷的不同物性參數，使其動態地與FLUENT求解器連接進行求解。

邊界條件的設置如下：①管內介質為液體甲烷[12-13]（質量分數為95％，故作為替代工質）；②管材為鋁合金；③進口溫度為130 K，速度入口邊界條件為0.2～2.0 m/s；④壓力出口邊界條件為5～8 MPa；⑤無滑移固定壁面，外翅海水側液膜的換熱系數為5 800 W/（m2·K），該數據來自與該類氣化器有關的參考文獻[14]。

3 模擬結果及分析

3.1 管內流場分析

流體進口速度為1 m/s時，A管和B管在沿傳熱管軸線0.2 m截面處的速度矢量局部分布見圖4。

從圖4可以看出，B管中花瓣狀流道內的流體速度較A管分布均勻，且中心流域和近壁面流體流速的差異較A管小。由于螺旋擾流桿的離心作用，B管中的徑向運動明顯增強，加大了流體的擾動，從而改善了A管中內管壁面處形成的較厚黏性底層，沒有形成滯留區，使B管整個管道的換熱效率得到大幅度增強。

雷諾系數為10 000時兩種流道出口處截面的速度場局部云圖見圖5。

圖4　流道中間截面處速度矢量局部分布圖

圖5　傳熱管出口處速度場局部云圖

與圖5-a中A管花瓣狀流道和內管流道主流速度場呈現的同心圓相比較，B管內由于受到擾流桿的擾流作用，產生旋流以及垂直于主流的二次流，增強了流體在徑向的混合力度及湍流強度，從而削弱了溫度邊界層厚度，使換熱效率得到提高。此外，A管中內管壁面處的滯留現象在B管中也得到了很好的改善。

3.2 努賽爾數與流速的關系分析

圖6是相同進口速度下，A、B管內管流道的努賽爾數（Nu）隨進口速度（v）的變化圖。從圖6可以看出，B管內管的Nu明顯大于A管，且其增加的幅度隨著入口速度的增大而增大。B管內的十字螺旋擾流桿促使流道內溫度分布呈現較均勻狀態，同時提高了近壁面處邊界層的溫度梯度。同時，擾流產生得二次流使得徑向擾動程度增強，增大了流體的湍流度，進一步破壞了邊界層，近壁面近乎滯留態的流體逐步過渡為核心流擾動，使更多流體參與換熱，提高了對流換熱效果，增強了管內流體的換熱效率。

圖6　兩種流道的努賽爾數隨進口速度變化圖

3.3 綜合換熱性能分析

圖7所示為A、B管在雷諾系數為10 000時管中不同位置流體加熱過程中溫度沿管長方向的分布情況。從圖7可以看出，A、B管溫度沿管長方向升高的程度有所差異，B管內管流道中流體的平均溫度較A管高，而內管流道壁面平均溫度較A管有所下降，且偏向管內低溫流體。說明B管內擾流桿使得花瓣狀流道內的熱量能夠更好地傳入到內管流道中，改善了A管中管壁處形成較厚黏性底層阻礙了熱量傳遞的現象。此外，當流體流至管長0.1 m后，花瓣狀流道內的流體溫度基本保持在一個比較穩定的溫度上，驗證了SuperORV利用環狀間隙中的流體保溫以緩解管道外壁因溫度驟降而結冰的狀況。

圖7　A、B管不同位置的平均溫度分布圖

壓力為5 MPa、雷諾系數為10 000時，超級開架式氣化器新型傳熱管與普通傳熱管傳熱系數的分布情況見圖8。隨著管內主流溫度的升高，B管十字螺旋擾流管和A管內管的換熱系數均升高，且B管十字螺旋擾流管的傳熱系數較A管內管的傳熱系數大，說明B管的十字螺旋擾流管引起的擾流作用加強了管內兩側流體的換熱，提高了傳熱管的換熱效率。同時，當溫度上升到160 K后，傳熱系數隨之上升并保持在一個較穩定的狀態，說明此后管道內流體的溫度變化較為穩定，這也與圖5-b中溫度隨管長的分布規律一致。

圖8　A、B管的傳熱系數分布規律圖

從傳熱系數（h）沿管長（L）的變化規律（圖9）可以看出，A管和B管換熱系數均沿管長方向逐漸減小，結合圖7可以看出，沿管長方向換熱管的傳熱量雖然增加了，但是傳熱系數降低。因此換熱效率也隨之降低，故并不是換熱管越長越好。

圖9　傳熱系數沿管長的變化圖

4 數值模擬結果正確性驗證

為了驗證新型傳熱管強化傳熱數值模擬方法的正確性和可靠性，對本文參考文獻[15]中的壓力為23 MPa、質量流速為458.8 kg/（m2·s）的工況進行了數值模擬，通過比對數值計算結果與實驗結果來驗證數值模擬手段的可靠性。

根據本文參考文獻[15]建立內徑為10 mm、壁厚為3 mm、長為2.5 m的垂直圓管模型，采用非結構自動體網格進行網格劃分，并在壁面處進行網格加密處理。圖10為圓管內不同熱流密度情況下，壓力為23 MPa時內壁溫度及傳熱系數隨主流溫度變化的數值計算結果，與本文參考文獻[15]中的實驗結果相近。其中，tb表示主流溫度，tw表示內壁溫度。

從圖10可以看出，質量流速為458.8 kg/（m2·s）的工況下，在入口不遠處便出現溫度急劇升高、傳熱惡化的現象。這主要是由于熱流密度較大，近壁面溫度較快地達到擬臨界溫度，此時在壁面處流體的密度較大，形成了阻礙熱量傳遞的黏性底層且流速慢，甚至形成滯留區包覆在壁面上，從而導致傳熱惡化、壁面溫度突升。當到達擬臨界點時出現傳熱強化現象，且其強化傳熱效果隨熱流密度的增加逐漸減小，傳熱系數降低。但傳熱惡化和強化現象均在發展一段時間后恢復。總之，隨著熱流密度升高，管內壁溫度升高，傳熱系數減小，傳熱特性逐漸變差。因此，減小熱流密度能改善傳熱效果，降低壁面溫度。

以上結論與本文參考文獻[15]中的實驗結果相符，表明采用FLUENT數值模擬的方法能夠準確地描述傳熱管的傳熱特性。

5 結論

1）超級開架式氣化器新型傳熱管內流道增加了十字螺旋擾流桿，不僅增大了換熱面積，還具有一定的擾流作用，提高了傳熱管的換熱效果。

2）流體入口速度越大，超級開架式氣化器新型傳熱管努賽爾數的增長幅度越大，其換熱效果比普通傳熱管的換熱效果越好。

3）在相同雷諾數的條件下，新型傳熱管內流道的流體溫度明顯高于普通傳熱管內管的流體溫度，且管壁溫度趨于內流道溫度。花瓣狀流道內的溫度升至一定位置后保持較穩定的狀態，驗證了SuperORV利用環狀間隙中的流體保溫以緩解管道外壁因溫度驟降而結冰的狀況。

4）換熱管并非越長越好，沿著管長方向雖然傳熱量增加，但是換熱系數減小，換熱效率降低。

5）隨著溫度的升高，超級開架式氣化器傳熱管傳熱系數逐漸增加，且新型傳熱管的傳熱系數大于普通傳熱管的傳熱系數；當溫度上升至165 K后，管道內流體的溫度將保持在一個較為穩定的范圍內。

參 考 文 獻

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(修改回稿日期 2016-01-10 編 輯 何 明)

Numerical simulation analysis on the fow feld and convection heat transfer in a new heat transfer tube of SuperORV

Deng Zhi'an1, Jiang Chenwei1, Zhang Xueting1, Liang Xiao1, Yang Fan2
(1. Xi’an Shiyou University， Xi’an, Shaanxi 710065, China; 2. Shaanxi Xianyang Petroleum Company of Sinopec Sales Co., Ltd.， Xi’an, Shaanxi 710065, China)

NATUR. GAS IND. VOLUME 36, ISSUE 4, pp.90-95, 4/25/2016. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

Abstract:A new heat transfer tube of SuperORV (super open rack vaporizer) is developed by adding a Phillips screw spoiler lever to the inner tube of the traditional heat transfer tube to strengthen the heat transfer efficiency. Mathematical and physical models corresponding to the new and the traditional heat transfer tubes were built to study the heat transfer efficiency of this new device. Two types of heat transfer tubes were compared in terms of their flow fields and convection heat transfer performances by means of numerical simulation. As a result, the relationship diagram of inlet velocity vs. Nusselt Number of flow path in heat transfer tubes was worked out, and the distribution laws of temperature and heat transfer coefficient at different positions of heat transfer tubes were drawn. After numerical simulation was carried out on the existing experiments, simulation results and experimental data were compared and analyzed. It is shown that based on the FLUENT numerical simulation method, the heat transfer characteristics can be described accurately. By virtue of screw spoiler levers, not only the turbulence intensity of the fluid is enhanced, but the boundary layer thickness is reduced effectively with a strong secondary flow, so the radial heat exchange of the fluid is strengthened and the overall heat transfer capacity of heat transfer tubes is improved. Inlet flow velocity is proportional to the increasing rate of Nusselt Number, and heat transfer coefficient increases with the rise of temperature. With the same Reynolds number, the average temperature of the fluid inside the new heat transfer tube is significantly higher than that in the traditional transfer tube. These results provide reference for the localization of SuperORV.

Keywords:SuperORV; Screw spoiler lever; Enhanced heat transfer; Numerical simulation; Heat transfer coefficient; Temperature distribution; Heat transfer efficiency

DOI:10.3787/j.issn.1000-0976.2016.04.014

基金項目：國家自然科學基金項目“開架式氣化器新型傳熱管強化傳熱機理研究及結構優化”（編號：51304160）。

作者簡介：鄧志安，1962年生，教授，博士；主要從事油氣儲運方面的教學與科研工作。地址：（710065）陜西省西安市西安石油大學石油工程學院。電話：（029）88382673，18629351539。ORCID:0000-0003-0459-3088。E-mail:1064514507@qq.com