套管對空溫式氣化器傳熱的影響

董 超， 陳叔平， 朱 鳴， 金樹峰， 吳宗禮

(1.蘭州理工大學 石油化工學院，甘肅 蘭州 730050；2.中國特種設備檢測研究院，北京 100029)

空溫式氣化器在運行中存在氣化能力達不到設計要求、結構不合理等問題，因傳熱惡化而導致工藝裝置爆炸等嚴重后果，是液化天然氣(LNG)在氣化過程中務必重視和解決的難題。Chiu等[1]、劉珊珊等[2]對空溫式氣化器傳熱過程展開全面探索，建立空氣側傳熱系數公式并分析管內氣化傳熱與氣化流型，結果表明LNG在管內氣化以核態沸騰為主。提升傳熱管傳熱效率一直是技術研發的重點，最早通過在傳熱管表面加裝翅片進行強化傳熱[3]，并在此基礎上進行設計和優化。邱燕[4]建立了氣化器豎直縱向翅片管計算模型，分析翅片管長度、高度對氣化器自然對流的換熱特性。Lee等[5]實驗分析了不同形式翅片在恒溫條件下對換熱性能的影響。Kong等[6]、Jeong等[7-8]分析了8fin50le和4fin75le兩種類型翅片夾角、高度及厚度對傳熱性能的影響，表明翅片夾角越小，翅片高度、厚度、數目增加時傳熱面積越大、傳熱量越多，從而改善了傳熱性能。Haldar團隊[9]將外部翅片管自由對流換熱進行模擬，發現翅片厚度在翅片管的幾何因素中對傳熱影響最大。焦鳳等[10]通過改變圓形翅片管管束排列及管間距發現傳熱性能與速度場、溫度場間協同角度大小、回流區面積及尾流渦尺度大小有關。陳叔平團隊[11-12]采用數值模擬分析了氣化器結構尺寸對空氣側自然對流換熱的影響。

近幾年，有關改變傳熱管結構及管內加裝擾流結構以提高其傳熱性能的研究較多。Liu等[13]提出了螺旋纏繞管式的換熱管道并研究了強制換熱和蒸發換熱。韓冬艷[14]將變徑管束與雙級煙管結合的強化傳熱措施應用于φ13 mm和φ15 mm換熱管后，可分別減少10.3%和7.9%的傳熱面積。潘杰等[15]建立了傳熱管數學模型，分析了不同工況、結構對換熱性能影響，結果表明內翅片和螺旋紐帶結構傳熱管所需最小管長比無強化措施縮短42%。Deng等[16-17]對比分析了有無十字擾流桿2種換熱管，發現十字形擾流桿顯著提高了換熱性能，并提出擾流桿的優化方案。武永和等[18]在管內插擾流元件，誘導管內產生二次流強化傳熱。焦鳳等[19]在新型換熱器中插入旋流片和折板，經分析表明，插入折板后殼程通道內綜合傳熱性能最好，其次是插入旋流片，無插入物時最差。

有學者研究表明，開架式氣化器傳熱管內加裝套管可強化傳熱且抑制表面結冰[20]。鑒于此，筆者在已有研究基礎上，提出在空溫式氣化器普通傳熱管內加裝套管，通過套管管徑變化[21]調節介質流量

配比，采用實驗和數值模擬研究套管結構對流體出口溫度、翅片表面溫度等參數的影響，以探究該強化傳熱方法的可行性。

1 套管結構空溫式氣化器傳熱模型

套管結構空溫式氣化器如圖1所示。選用液氮(LN2)作為低溫介質，其下部為含套管的預熱段和氣化段，上部為單管結構的加熱段。

圖1 套管結構空溫式氣化器示意圖Fig.1 Schematic diagram of ambient air vaporizer with double-wall heat transfer tube structure

對傳熱過程不同階段分別建立計算模型：

(1)氣化段(預熱段)

LN2經過翅片管底部分別進入套管內部、套管與翅片管之間的環狀空間。翅片管外熱量經翅片管表面傳至環狀空間的低溫液體，并迅速加熱氣化。套管內LN2預熱至泡點溫度后，被環狀空間內N2繼續加熱，開始氣化為N2，傳熱過程如圖2所示。

LN2—Liquid nitrogen; N2—Nitrogen; x, y—The inlet and outlet sections of the unit; z—Length of the unit, m;Qf-o—Heat on the outside of the finned tube, kJ; Qf-i—Heat on the inside of the finned tube, kJ;Qt-o—Heat on the outside of the inner tube, kJ; Qt-i—Heat on the outside of the inner tube, kJ圖2 套管結構空溫式氣化器傳熱過程示意圖Fig.2 Schematic diagram of heat transfer of ambient air vaporizer with double-wall heat transfer tube structure

對翅片管空氣側能量衡算得到：

(1)

式(1)中:m為質量流量，kg/s；h為進出口流體的比焓值，J/kg；D為傳熱管直徑，m；z為單元長度，m；α為對流換熱系數，W/(m2·K)；T為溫度，K；上標x、y分別表示單元進、出口截面；下標：a表示干空氣，f表示翅片管壁，o表示外側。

對環狀空間內N2能量衡算得到：

(2)

式(2)中:下標t表示套管管壁;i表示管內側。

對套管內LN2能量衡算得到：

(3)

綜上得到：

(4)

(2)加熱段

套管內氣化結束后，環狀空間和套管內N2混合后進入加熱段。加熱段的作用是將氣化的N2加熱至出口設計溫度。

同理加熱段各單元的傳熱模型為：

(5)

2 套管結構空溫式氣化器數值模擬

2.1 物理模型

根據圖3、表1參數建立內徑為φ6、φ8、φ10 mm的套管結構空溫式翅片管氣化器模型。

圖3 翅片管幾何結構示意圖Fig.3 Geometry schematic diagram of the finned tube Same legends as Table 1

表1 單根翅片管幾何參數Table 1 Geometrical parameters of single finned tube

2.2 邊界條件及求解

qm=qv×ρ=Α×ν×ρ

(6)

式(6)中:qm為質量流量，kg/s；qv為體積流量，L/s。

由式(6)得到入口速度為0.0175 m/s，設置邊界條件如圖4所示。采用壓力基求解器，壓力和速度耦合采用SIMPLE方法，設置質量、動量、能量方程，選擇Mixture模型，k-ε湍流，近壁處為標準壁面函數，沸騰相變模型選擇Lee源項。編譯UDF將能量、質量作為源項導入Mixture能量方程、氣液相質量方程中，近似模擬冷流體在管內的相變過程。

圖4 邊界條件設置Fig.4 Boundary condition setup

3 套管結構空溫式氣化器傳熱實驗

實驗裝置由供液系統、氣化系統、數據采集系統3部分組成。供液系統為翅片管氣化器提供恒定流量的液氮；氣化系統將液氮完全氣化并將其排放至室外；

數據采集系統采集翅片管進、出口處的介質溫度、翅片壁面溫度、氣體流量及翅片管周圍熱流體溫度、濕度等參數。設計流量為2.5 g/s時無套管，套管管徑為φ6、φ8、φ10 mm的實驗工況，研究套管對空溫式氣化器傳熱的影響，實驗流程如圖5所示。

1—Personal computer； 2—Cryogenic storage tank； 3—PH-Ⅱ handheld weather station； 4—Single finned tube； 5—Finned tube bundle； 6—Gas flow meter； 7—Temperature acquisition module； 8—Paperless recorder； T1-T5—Temperature of five points on the surface of the finned tube；Tin, Tout—Finned tube inlet and outlet temperature；p—Cryogenic storage tank pressure圖5 套管結構空溫式氣化器傳熱實驗流程圖Fig.5 Flow chart of heat transfer experiment for ambient air vaporizer with double-wall heat transfer tube structure

實驗步驟如下：

(1)實驗開始前，連接管路和儀器，用乙醇溶液擦拭翅片表面，調試數據采集系統并檢查管路氣密性；

(2)打開低溫儲罐排液閥，根據氣體流量計讀數調節排液閥開度以達到實驗工況參數；

(3)開啟溫度、流量、壓力等數據采集儀器，實時記錄數據；

(4)實驗結束后關閉所有閥門，將翅片管表面及管路烘干，待氣化器表面完全干燥恢復至室溫后更換套管方可進行下組實驗。

4 套管結構空溫式氣化器結果分析

4.1 速度場

圖6為沿管長500 mm處截面速度云圖。由于固體壁面的存在，流體沿管壁流動時，近壁面有一層極薄且流速極小的流體，中心區域流體具有較大流速，越接近中心流速越大。含有套管的傳熱管內部分流體在環狀空間流動，在翅片管內壁有較大流速，且隨套管管徑增大，環狀空間縮小，翅片管內壁流速也增大。

圖7為傳熱管內平均流速沿管長變化情況。由圖7可知:在0～550 mm段平均流速沿管長方向逐漸增大，且使用φ10 mm套管管內流速較大；550～650 mm段含套管的平均流速沿著管長方向大幅降低，這是由于管內流體進入加熱段后，套管內較低流速和環狀空間的流體融為一體并持續沿管長流動后所導致；650～1000 mm段平均流速沿著管長方向保持逐漸增大的趨勢，且使用φ6 mm套管管內流速最小。

圖7 翅片管管內流速(v)沿管長(L)的變化Fig.7 Variation of velocity (v) inside finned tube with tube length (L)

4.2 溫度場

圖8為空溫式氣化器截面溫度云圖。冷流體由翅片管底端流入，與翅片管外熱流體熱量傳遞后沿流動方向溫度逐漸升高，達到飽和溫度后開始氣化，直至從翅片管頂端流出。圖8中左側為氣化器軸向溫度云圖，翅片管內冷流體自下而上溫度逐漸升高，翅片表面受冷熱流體傳熱影響自下而上溫度逐漸升高，離翅片管較遠的熱流體溫度幾乎未受到影響。右側為沿翅片管長方向進口端(0)、250、500、750 mm處截面(圖8中截面用Z表示)溫度云圖，熱流體溫度由翅片管最外側向近壁面處逐漸降低，Z=0時翅片管外溫度等值線呈拋物線狀，且越貼近翅片管表面，溫度等值線越緊密，翅片管表面與管外熱流體溫差較大；Z=250 mm和Z=500 mm處溫度等值線間距較大，分布更稀疏；Z=750 mm處熱流體溫度等值線緊密貼近于翅片壁面，翅片管表面與管外熱流體溫差較小。

圖8 空溫式氣化器溫度云圖Fig.8 Temperature contour of ambient air vaporizer

圖9為模擬與實驗均到穩態時翅片管表面溫度沿管長的變化。由圖9可知，沿管長方向翅片管表面溫度不斷升高，變化趨勢從陡峭逐漸平緩，數值模擬與實驗結果趨勢基本吻合。對比無套管結構，各測點處套管結構傳熱管表面溫度較高，且使用φ6 mm套管表面溫度最高。

圖9 翅片表面溫度(T)沿管長(L)的變化Fig.9 Variation of fin surface temperature (T) with tube length (L)

根據數值模擬和實驗可得翅片管氣化器管內出口溫度兩者之間的誤差百分比(E)為：

(7)

式(7)中：Tout,sim為出口溫度數值模擬值，K；Tout,exp為出口溫度實驗值，K。

表2為出口溫度的模擬值與實測值的相對誤差百分比。由表2可知，管內出口溫度的模擬結果與實驗結果誤差百分比E在4.75%～6.46%之間。同時根據文獻[22]中實驗達到穩態時，對翅片表面各點處溫度的實測值與本模擬結果進行誤差分析，如圖10所示，模擬值與實測值平均誤差在±7%內，誤差較小，驗證了所采用的假設、模型對于含套管結構的空溫式氣化器換熱過程是合適的。

圖10 出口溫度的模擬值(Tout,sim)與實測值(Tout,exp)對比Fig.10 Comparison between simulated values (Tout,sim) and measured values (Tout,exp) of outlet temperature

表2 出口溫度的模擬值與實測值的相對誤差百分比(E)Table 2 Relative error percentage (E) between simulated and measured results of outlet temperature

4.3 管內氣含率

圖11為傳熱管內氣含率軸向截面云圖。傳熱管近壁面處氣含率顯著高于中心區域，近壁面LN2加熱氣化成N2，由于N2的導熱率比LN2低，會影響氣化管傳熱，但氣-液混合后增強了壁面的擾動強化傳熱從而提高了氣化效率。無套管結構直接通過翅片管壁加熱氣化，在含套管結構傳熱管中可清晰區分預熱段、加熱段、氣化段，在加熱段環狀空間和套管內的N2混合后被翅片管外熱流體持續加熱，氣含率顯著高于無套管結構，且在3種規格套管中，使用φ6 mm套管管內氣含率較高，φ8 mm套管次之，φ10 mm最低。

圖11 管內氣含率(φN2)軸向截面云圖Fig.11 Axial section contour of gas holdup (φN2) inside tube

圖12為管內氣含率(N2的體積分數，φN2)隨管長的變化。沿管長方向N2含量不斷升高，且增幅逐漸減小趨于平緩。管長0～650 mm段無套管結構內氣含率高于套管結構，管長650～1000 mm段套管結構氣化段環狀空間和套管內N2混合，氣含率均高于無套管結構，對應無套管結構、φ6 mm、φ8 mm、φ10 mm出口截面氣含率分別為0.846、0.886、0.880、0.873，3種規格套管中φ6 mm氣含率最高，比無套管結構提高4%，由此套管結構對傳熱管的氣化效率有一定的提升。

圖12 管內氣含率(φN2)隨管長(L)的變化Fig.12 Variation of gas holdup (φN2) inside tube with tube length (L)

4.4 管內換熱性能

管內換熱性能與換熱系數相關，換熱系數越大換熱性能越好。單位時間、單位面積流體與固體表面溫差達到1 K時所需熱量定義為換熱系數(α，W/(m2·K))，計算公式如式(8)所示。

(8)

式(8)中：Q為總換熱量，W；ΔT為流體與固體壁面之間的溫差，K；A為換熱面積，m2。

圖13為翅片管壁面換熱系數沿管長的變化。由圖13可知，沿管長方向換熱系數先升高后驟降至平緩，這是由于冷流體剛進入翅片管時，管內冷流體與管外熱流體溫差最大，隨著冷流體流動受到翅片管壁持續加熱，管內冷流體與管外熱流體溫差逐漸減小，換熱系數開始減小。管長0～500 mm段無套管結構的換熱系數比有套管結構的大，無套管結構換熱系數在管長200 mm處出現峰值，而套管結構換熱系數峰值在冷流體進口端附近，這是由于套管結構擾動流體流動，強化換熱，套管結構的換熱系數急劇升高，在管長0～500 mm段無套管結構換熱性能優于套管結構換熱管；管長大于500 mm時套管結構的換熱系數出現小幅增長，均高于無套管結構，這是由于環狀空間和套管內流體混合后流入傳熱管加熱段溫度升高，且在整個換熱過程中，3種規格套管管徑越小，換熱系數越大。

圖13 翅片管壁面換熱系數(α)沿管長(L)的變化Fig.13 Variation of wall surface heat transfer coefficient (α) of finned tube with tube length (L)

5 結 論

建立了含套管結構的空溫式氣化器整體傳熱計算模型，利用離散化方程組分別描述傳熱管預熱段、氣化段和加熱段傳熱過程，并采用CFD數值模擬氣化器換熱性能，通過實驗結果進行誤差分析驗證數值模擬所采用假設的準確性，得出以下結論：

(1)空溫式氣化器沿翅片管管長方向換熱系數整體呈先增加后減小趨勢。相對于無套管結構，加裝套管擾動了傳熱管管內流體流動，提高了翅片管表面溫度，傳熱管加熱段換熱系數高于無套管結構，且在冷流體進口端出現峰值。

(2)空溫式氣化器的速度場、溫度場、氣含率及換熱分析表明，加裝套管對翅片管傳熱性能有顯著影響。φ6 mm、φ8 mm、φ10 mm 3種規格套管中，隨著套管管徑越小，環狀空間越大，管內氣含率越高，翅片管表面溫度越高，傳熱性能提升越明顯。