液化天然氣浸沒燃燒式氣化器數值模擬方法研究

粘權鑫,郭少龍,方文振,陶文銓

(西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,710049,西安)

?

液化天然氣浸沒燃燒式氣化器數值模擬方法研究

粘權鑫,郭少龍,方文振,陶文銓

(西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,710049,西安)

為了考察在一定設計尺寸下液化天然氣(LNG)浸沒燃燒式氣化系統的天然氣出口溫度能否達到生產要求,建立了對整個浸沒燃燒式氣化器(包含燃燒室、下氣管和LNG換熱器3部分)中一系列流動和傳熱的數值計算模型。在燃燒室中,采用灰氣體加權和模型(WSGGM)計算煙氣的吸收系數,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和傳熱過程,在分別獲得管殼兩側的平均傳熱系數后用以計算總的換熱系數。所獲得的管程和殼程對流換熱系數和關聯式與已有的文獻值符合良好。殼程入口氣體溫度在500～700 ℃的范圍內變動時,殼程出口氣體溫度與殼程水浴平均溫度略微升高,同時殼程水浴湍動能降低,換熱系數稍有減小。模擬獲得的天然氣出口溫度可維持在15 ℃左右,能滿足生產需要。

浸沒燃燒式氣化器;數值模擬;輻射;兩相流動;LNG換熱器

浸沒燃燒式氣化器(SCV)由于其高效且安全可靠,被廣泛應用于液化天然氣(LNG)的調峰系統中。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)進行降溫并通過下氣管等結構,最終分配到分配管上的幾千個小孔,以氣柱、氣泡的形式攜帶能量進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行過程中基本保持不變。高速氣柱對水浴的擾動,一方面增強了LNG換熱器殼程水浴側的換熱系數,另一方面打破了水浴靠近換熱管束的低溫層,使之在運行過程中不結冰,保證傳熱過程順利進行。浸沒燃燒式氣化器的熱效率高達95%。

圖1 浸沒燃燒式氣化器系統示意圖

國內天然氣接收站使用的LNG浸沒燃燒式氣化器主要從日本、德國和韓國進口,國內的制造仍在研發階段。目前,對LNG浸沒燃燒式換熱器的研究大多是對結構上的改造與改進設計[1-2],而缺乏對整個LNG浸沒燃燒式氣化器系統(包含燃燒室、下氣管、LNG換熱器3部分)中一系列的流動(湍流、多相流)和傳熱(輻射、對流)過程的數值模擬研究,在已有的文獻中也只是對LNG換熱器部分進行了一些簡單的研究。文獻[3]研究了LNG換熱器中蛇形盤管傾斜角度對管內亞臨界LNG的氣化情況的影響。文獻[4]在文獻[3]的基礎上,重點研究了殼程噴射氣體雷諾數和換熱管的排布情況對殼程傳熱情況的影響。但是,上述的數值研究均存在模型與實際差距較大、過于簡化的問題,文獻中采用單流體DPM模型而忽略氣體體積的影響不符合實際。文獻[5]與本文的計算源數據完全相同,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進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和傳熱過程,由于其溫度很高,輻射傳熱將起到主導作用,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煙氣的出口溫度是個值得研究的問題。

實驗研究整個浸沒燃燒式氣化器的流動和換熱性能,費用巨大而難以實現。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到生產需要(大于4 ℃)至關重要,因而這有賴于數值模擬的計算結果。本文對SCV系統建立了燃燒室、下氣管、LNG換熱器中一系列的流動和傳熱過程的數值計算模型,并考核了實際工況下LNG的出口溫度是否能達到生產需要。首先,計算在考慮輻射、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換熱器進行模擬:①先對換熱器管程的超臨界LNG的流動與換熱進行分段數值模擬,獲得管程的平均對流換熱系數;②再對換熱器殼程的多相流流動和傳熱過程進行穩態下兩相流體模型計算,獲得穩態時殼程水浴的對流換熱系數;③對管程和殼程進行耦合計算,計算出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際系統中互相連接,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對流換熱系數。由于LNG各物性隨溫度變化,在模擬中沿著管程流動過程中物性會發生較劇烈的變化,一個整體的管內平均換熱系數并不能很好地反映出管內換熱情況,因此對管程采取了圖3中的分段策略,將管程分為41段,每段中的物性當成是不變的,在模擬收斂后,分別計算獲得41段的平均對流換熱系數,在之后的耦合計算中加以利用。

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,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 換熱器管內流體物性

管內流體為液化天然氣,主要成分為甲烷,根據文獻[6],管內的液化天然氣簡化為甲烷純物質,其準確性可以得到保證。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工作壓力為8.88 MPa、進出口溫度分別為-158 ℃和4 ℃的設計工況下,大部分管內流體處于超臨界狀態。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是比定壓熱容存在極值點,對應的溫度稱為假擬臨界溫度。從獲得的數據可知,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發生劇烈變化,因此其換熱特性較常規流體復雜[6]。

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

圖5 8.88 MPa壓力下的甲烷物性

3 數值方法

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進行非結構化六面體網格的劃分。

3.1 燃燒室與下氣管數值方法

模擬使用ANSYS FLUENT 14.5軟件。燃燒室與下氣管的輻射模擬中,均根據實際組分定義混合物,采用灰氣體加權和模型(WSGGM)計算煙氣混合物的吸收系數,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,通過對水套結構(模型中未畫出)單獨模擬獲得。

3.2 換熱器管程數值方法

模擬使用ANSYS FLUENT 14.5軟件,對網格進行了獨立性檢驗,最終計算網格節點數為925萬,網格y+≈35。物性參數按照第2節進行設置。壁面為定熱流密度的邊界條件,具體數值根據燃料提供的熱量與換熱管根數、內徑算得。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節中的分段方法處理,采用公式hj=Qj/(AjΔTj)計算出41段管子的管內換熱系數,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段管內流體平均溫度與管壁平均溫度之差。

3.3 換熱器殼程數值方法

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和傳熱過程,對網格進行了獨立性檢驗,最終計算網格節點數為9.1萬。本文采用標準k-ε湍流模型,可伸縮scalable壁面函數法(對網格y+值無要求)來模擬。物性采用ANSYS CFX 14.5預設的空氣與水的默認物性參數。

由于多相流穩態模擬收斂較困難,此模擬中殘差曲線只能穩定在10-3數量級,但當監控的物理量不再變化,整個模擬的質量不守恒度低于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定在10%左右時,模擬視為收斂。

3.4 管程與殼程的耦合計算

當計算出換熱器管程與殼程的對流換熱系數后,整個換熱器的總換熱系數可按下式計算

(1)

式中:ht為管內對流換熱系數;hs為平均管外對流換熱系數;di為換熱管內徑;do為換熱管外徑;λ為換熱管束材料的導熱系數。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算

(2)

(3)

4 結果與討論

4.1 燃燒室與下氣管

在對火焰罩結構的模擬過程中,考慮和不考慮煙氣與壁面輻射換熱的結果對比見表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,進而會影響后續的模擬。由于對火焰罩平均溫度影響很大,而這一參數對實際制造時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果對比

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

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

圖6 管程管內換熱系數計算結果比較

由圖6可知,兩種方法計算的結果變化趨勢吻合相當好,圖中5個突出點為管程分段中分出的5個彎管段,由于流體發生轉向,擾動劇烈,因此當地換熱系數較高。兩種方法計算的結果,最大偏差為26.82%,60%的結果偏差在10%以內,85%的結果偏差在20%以內。對于第3個高峰之后誤差較大的情況,通過查看這幾段管內流體溫度,可以看出,偏差在20%以上的幾段管內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公式采用管內流體的平均溫度作為定性溫度選取物性,就會引入較大的誤差,而采用公式hj=Qj/(AjΔTj)計算則更為準確,故可以得到以下結論:由于85%的模擬結果與關聯式結果偏差在20%以內,因此模擬結果較準確。

4.3 換熱器殼程

調整前述模擬環節中二次空氣進氣量,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,可以實現殼程入口氣體溫度Tgin在500～700 ℃之間變化,進而影響殼程工作情況,殼程各工作參數隨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明顯的增大趨勢,但數值變化不大,說明在實際運行過程中,改變工況,LNG換熱器的運行狀態基本穩定。由圖7c、7d可知,隨著殼程入口氣體溫度升高,即氣量減小,殼程水浴湍動能降低,且由于擾動減小,換熱系數也減小,與預測趨勢相符。殼程水浴換熱系數與文獻[3]中5 800～8 000 W/(m2·K)的范圍基本相符,因此可以認為此模擬結果較準確。

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

4.4 換熱器耦合計算

按照3.4節的計算方法,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1.2、殼程入口氣體溫度在500～700 ℃變化時,NG出口溫度基本保持在15 ℃左右,即換熱器設計滿足生產需要(大于4 ℃)。在穩定運行時,燃料燃燒產生的熱量等于LNG氣化為NG達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,所以入口氣體溫度越低,氣量越大,但氣量變化時進入水浴的殼程入口氣體攜帶的熱量基本都相當于燃料放出的熱量。

5 結 論

本研究針對LNG浸沒燃燒式氣化器提出了一套模擬方法,通過對各環節的模擬結果的討論,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的設計提供計算支持。計算表明:在研究的SCV系統設計尺寸參數下,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1.2、殼程入口氣體溫度在500～700 ℃變化時,NG出口溫度基本保持在15 ℃左右,滿足換熱器設計生產需要。

[1] 尹星懿. 浸沒燃燒式氣化器原理分析及方案優化 [J]. 城市燃氣, 2014(2): 9-12.

YIN Xingyi. The principle analysis and designation improvement of submerged combustion vaporizer [J]. Gas Technology, 2014(2): 9-12.

[2] 程云東. 浸沒燃燒式氣化器的設計缺陷及改進方法 [J]. 油氣儲運, 2014, 33(3): 292-294. CHENG Yundong. Design defects and modification of submerged combustion vaporizer [J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2014, 33(3): 292-294.

[3] 竇興華. LNG沉浸式汽化器流動傳熱過程數值模擬 [D]. 大連: 大連理工大學, 2007.

[4] 于國杰. LNG沉浸式燃燒型氣化器數值模擬 [D]. 大連: 大連理工大學, 2009.

[5] 孫海峰. 浸沒燃燒式LNG氣化器的傳熱計算與數值仿真 [D]. 北京: 北京建筑大學, 2014.

[6] 李仲珍, 郭少龍, 陶文銓. 超臨界LNG管內流動與換熱特性研究 [J]. 工程熱物理學報, 2013, 34(12): 025. LI Zhongzhen, GUO Shaolong, TAO Wenquan. Studies of supercritical convective heat transfer of LNG in tube [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2013, 34(12): 025.

[7] 楊世銘, 陶文銓. 傳熱學 [M]. 4版. 北京: 高等教育出版社, 2006.

[8] 李冬. O2/HO2燃燒條件下氣體輻射特性參數計算及數值模擬 [D]. 武漢: 華中科技大學, 2008.

[本刊相關文獻鏈接]

楊輝著,文鍵,童欣,等.板翅式換熱器鋸齒型翅片參數的遺傳算法優化研究.2015,49(12):90-96.[doi:10.7652/xjtuxb 201512015]

王斯民,王萌萌,顧昕,等.螺旋折流板換熱器結構參數多目標優化的數值模擬.2015,49(11):14-19.[doi:10.7652/xjtuxb201511003]

季家東,葛培琪,畢文波.換熱器內彈性管束流體組合誘導振動響應的數值分析.2015,49(9):24-29.[doi:10.7652/xjtuxb201509005]

張凡,李兆輝,李曉宇,等.不同材料翅片管換熱器特性的試驗研究.2015,49(5):62-67.[doi:10.7652/xjtuxb201505010]

文鍵,楊輝著,王斯民,等.旋梯式螺旋折流板換熱器優化結構的數值模擬.2014,48(11):8-14.[doi:10.7652/xjtuxb 201411002]

楊衛衛,曹興起,何雅玲,等.一種帶中間換熱器的雙熱源高溫熱泵系統.2014,48(11):70-74.[doi:10.7652/xjtuxb2014 11012]

文鍵,楊輝著,杜冬冬,等.螺旋折流板換熱器換熱強化的數值研究.2014,48(9):43-48.[doi:10.7652/xjtuxb201409008]

韓輝,何雅玲,唐桂華.硫酸蒸氣在換熱器表面沉積特性的數值研究.2013,47(11):7-12.[doi:10.7652/xjtuxb201311002]

王斯民,文鍵.無短路區新型螺旋折流板換熱器換熱性能的實驗研究.2012,46(9):12-15.[doi:10.7652/xjtuxb201209 003]

(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:粘權鑫(1991—),女,碩士生;陶文銓(通信作者),男,教授,博士生導師,中國科學院院士。 基金項目:國家自然科學基金資助項目(2013CB228304)。

時間:2015-10-13

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151013.1133.004.html

10.7652/xjtuxb201601011

TK124

A

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