伞型结构气化器两相流动和传热数值模拟

何法江， 曹伟武， 匡江红

（1.上海理工大学 能源与动力工程学院，上海 200093；2.上海工程技术大学 能源与环境工程研究所，上海 201620）

气化器是广泛应用于液氮、液氧、LNG（液化天然气）等低温液体气化工艺中的重要设备，它将低温液体加热气化至一定温度后送入输送管网并配送至用户终端.LNG气化器常用型式有开架式、沉浸式、中间介质式和空温式等［1］，这些气化器各有特点，但均存在结冰和气化率低等问题，因此对气化器的研究始终不断.

Nobuya himoto［2］开发了一种基于开架式的高性能气化器，采用内外管结构，低温液体流入内管后再流入内外管夹层，夹层中低温液体先被加热，同时加热内管的低温液体，由于该气化器采用逐渐加热方式，有效地消除了管外结冰现象，保证了换热面积的有效性，提高了传热效率.毕明树等［3］对沉浸式气化器进行了数值模拟，讨论了换热管倾斜角、射流气体雷诺数、射流喷嘴与换热管的相对位置对气化过程的影响.高华伟等［4］将空温式气化器内的液体气化过程分为三段，建立了各段气化传热的数学模型并进行了数值计算.陈叔平等［5］对不同结构参数和内壁温的气化器空气侧自然对流换热进行了三维数值模拟，分析了气化器各结构参数与内壁温对翅片管自然对流换热的影响，拟合了气化器空气侧自然对流换热的Nu计算关联式.上述研究推动了气化器的发展，但在实际使用过程中，气化器仍存在易结冰、气化速率低、受气候条件影响大、有效传热面积减少和气化能力下降等缺陷，因此，需要对气化器进行进一步研究.

随着国内天然气的应用越来越广泛，对用于应急调峰的LNG气化器的需求日益增加，开发用于中小型气化站调峰的供气快、效率高、结构紧凑的新型高效LNG气化器，研究其流动传热特性是十分必要的.笔者开发了一种新型LNG气化器，根据燃烧、传热和多相流动理论建立了气化器的数学物理模型，并进行了燃烧、流动和传热特性的数值模拟计算，分析了循环烟气量、喷嘴高度和液面高度等气化器结构参数对流体流动传热的影响，并与试验结果进行比较，以获得气化器的合理结构参数，使其应用于工程实际.

1 气化器工作原理

所研究的LNG气化器结构如图1所示.该气化器利用燃烧产生的高温烟气高速冲击局部浸于水的伞型结构，烟气沿伞型结构的弧形表面切向冲击水面并卷吸水滴形成含湿回旋气流，当气流向上流经螺旋盘管时，与管内流动的低温介质换热，在此过程中，由于气流中蒸汽凝结放热，使得管内低温介质的气化传热得到加强.放热后的烟气流入烟道，其中一部分通过烟囱排向大气，另一部分通过循环烟道送回气化器形成循环烟气，与燃烧产生的高温烟气混合，提高了喷口处的烟气速度，加大了烟气的冲击力度.装置采用燃料燃烧供热方式进行气化，克服了传统气化器的结冰现象，燃烧室采用内外夹套和锥形烟气喷嘴方案，达到循环烟气与燃烧产物混合的目的.气化器传热面设计为上下螺旋盘管形式，上盘管围绕燃烧室外筒自下而上盘旋，用于加热LNG，下盘管浸没在水池中，用于加热已气化的LNG，使其达到工艺参数.

图1 LNG气化器结构图Fig.1 Structural diagram of the newly developed LNG vaporizer

2 气化器燃烧室数值模拟

烟气冲击浸于水的伞型结构形成的夹带水滴的湿烟气与盘管进行换热，该过程涉及燃料燃烧、烟气与循环烟气混合流动、传热以及循环烟气量、喷口的速度及流场等多个因素，为了获得燃烧室的燃烧和气体输运的流场和温度场、喷射烟气的合理速度和温度，探讨循环烟气量、液面高度、喷嘴高度对燃烧室喷嘴的烟气喷射效果和气液两相流动传热的影响，对气化器燃烧室进行了流动传热的数值模拟.

2.1 结构模型

燃烧室结构模型如图2所示.燃烧室由内、外两个圆筒组成，内筒前段为了避免天然气燃烧产生的高温烟气回流，在内筒内壁砌有耐火砖，使得内筒的前段呈锥形喷口形状，外筒前段侧面开有循环烟气入口，循环烟气与内筒中燃烧产生的高温烟气在燃烧室下段的锥形烟气喷嘴中充分混合后喷出.在燃烧室前端中心，连接有天然气燃烧器，天然气经燃烧器喷嘴喷入，空气从喷嘴周围以一定速度进入燃烧室，在燃烧室内与天然气混合燃烧.

图2 燃烧室结构模型（单位：mm）Fig.2 Structural model of the combustion chamber（unit：mm）

因燃烧室为圆筒形结构，为了简化数值计算，将燃烧室结构简化为二维对称模型.

2.2 计算模型

基本控制方程：

采用标准k－ε模型描述湍流流动，采用通用有限比率模型描述燃料的燃烧和组分输运，采用涡耗散模型模拟湍流化学作用，通过第i种物质的对流扩散方程预估每种物质的质量分数wi.

式中：Ri为化学反应的净产生速率；Si为离散相及用户自定义的源项产生的额外产生速率；→Ji为湍流中的质量扩散项.

2.3 方程离散及计算

采用二阶迎风格式离散控制方程，压力与速度耦合采用Simple算法.燃料、空气和循环烟气的入口设为速度入口边界条件，燃烧室喷嘴出口设为压力出口边界条件.计算网格约30000个.

2.4 计算结果及分析

2.4.1 典型工况下燃烧室内流体的流场与温度场

以循环烟气量为50%燃烧产生烟气量作为典型工况，进行燃烧室的数值模拟计算，得到燃烧室内流体的流场和温度场，如图3和图4所示.

图3 速度矢量Fig.3 Distribution of velocity vector

由图3可知，燃气高速进入燃烧室后，随着周围空气的喷入，燃气与空气逐渐混合并燃烧；在燃烧室的锥形前段，气体向四周扩散，速度逐渐减小，烟气继续向前流动，速度逐渐趋于稳定，呈中心对称分布，充满度良好，并在锥形喷嘴入口处与循环烟气混合，混合后的烟气在锥形喷嘴的渐缩作用下，流速越来越大，最后以30.3m／s的速度从锥形喷嘴出口处喷出.

图4 燃烧室温度分布Fig.4 Temperature distribution in combustion chamber

由图4可知，燃烧外焰先与空气接触，并逐渐沿流程向内扩散燃烧，燃气射流从上到下逐步缩小，形成剑锋状的射流核心；燃烧室内筒近内壁区域温度较高（约1000～1300K），内外筒间环形夹套内为循环烟气，温度较低（330K），在流动过程中起冷却内筒的作用，该烟气进入锥形喷嘴后与燃烧产生的高温烟气混合，降低了高温烟气的温度，使喷嘴出口处混合烟气温度降低到925K左右，且始终有一股循环烟气贴着喷嘴壁面流动，保证了锥形喷嘴壁面的安全运行.

2.4.2 循环烟气量对燃烧室喷嘴出口参数的影响

采用循环烟气系统是为了增加燃烧室喷嘴喷射的烟气量，加大喷射气流速度，强化气流喷射效果，实现烟气冲击浸于水的伞型结构后的含湿效果.为了探讨循环烟气量对烟气喷射的影响，分别计算了循环烟气量为燃烧产生烟气量10%、25%、50%、75%和100%时烟气在喷嘴出口处的温度和速度，如图5和图6所示.

图5 燃烧室出口烟气平均温度与循环烟气量的关系Fig.5 Mean outlet flue gas temperature vs.flue gas circulating rate

由图5和图6可知，在燃烧产生烟气量和气化器结构参数一定的条件下，随着循环烟气量的增加，燃烧室喷嘴出口烟气温度下降，而烟气速度增大.较高的喷嘴出口烟气温度可以增强与水面的换热，使水气化；而较大的烟气速度可以更好地卷吸水滴，提高烟气冲击效果.因此，需合理选择循环烟气量，以平衡喷嘴出口的烟气速度和烟气温度，使烟气既以较高的速度喷射，又具有一定的温度.

图6 燃烧室出口烟气平均速度与循环烟气量的关系Fig.6 Mean outlet flue gas velocity vs.flue gas circulating rate

通过数值计算得出，当循环烟气量较小时（为燃烧产生烟气量的10%或25%），循环烟气在进入锥形喷嘴区域时，被高温燃烧烟气迅速卷吸混合，由于循环烟气量小，在锥形喷嘴壁面尤其是接近喷口处的壁面造成局部高温（1167～1248K），易烧毁喷口，此外，混合烟气的喷射速度较低（18.2～25.7 m／s）；当循环烟气量较大时（为燃烧产生烟气量的75%和100%），循环烟气与燃烧产生烟气在锥形喷嘴中的混合速度减慢，始终有一股循环烟气层紧贴锥形喷嘴的壁面流动，能很好地冷却锥形喷嘴壁面，使喷嘴不致被烧损，但随着循环烟气量的增加，混合烟气出口处温度较低（863～897K），对后续烟气冲击水面的传热不利；当循环烟气量为燃烧产生烟气量的50%时，高温燃烧烟气与循环烟气刚好能在锥形喷嘴区域充分混合，并以30.3m／s速度、925K温度从喷嘴喷出，避免了循环烟气量太少时在锥形喷嘴末端区域产生局部高温和循环烟气量太大引起混合烟气喷嘴出口温度过低，造成烟气冲击水面时不能激起并卷吸水滴，达不到烟气含湿降温效果的缺陷.

3 气化器两相流动传热数值模拟

为了分析烟气冲击浸于水的伞型结构两相流动传热状况，探讨喷嘴高度和液面高度等结构参数对两相流动传热的影响，对该区域的烟气流动传热状况进行数值模拟.

3.1 结构模型

装置下方为水池及浸于水池中的伞和下盘管，为了重点分析烟气冲击浸于水的伞型结构后的气液两相流动传热，简化数值计算模型，忽略水池中的下盘管，认为水池仅充满水，并将模型简化为二维轴对称问题，简化后的结构模型如图7所示.

图7 烟气冲击浸于水的伞型结构模型Fig.7 Structure model of flue gas impacting submerged umbrella

3.2 计算模型

采用两相流VOF模型模拟烟气冲击浸于水的伞型结构后烟气与水的气液两相流动传热，VOF格式使用几何重建格式，标准k－ε模型描述湍流流动，为获得较好的计算精度和收敛性，对控制方程的压力项采用Presto差分格式，压力与速度耦合采用PISO算法，并采用非稳态计算，计算网格数约为100000个.以前面优化计算得到的循环烟气量、喷嘴出口烟气速度和温度作为计算模型的速度入口边界，湿烟气出口设为压力出口边界.

3.3 计算结果及分析

3.3.1 典型结构参数和工况下气液两相流动传热

在气化器其他结构参数一定，循环烟气量、喷嘴出口烟气速度和温度等已优化的条件下，将喷嘴高度230mm、液面高度75mm作为典型结构和工况参数，计算得到烟气冲击浸于水的伞型结构后气液两相流动的速度分布以及温度分布，如图8和图9所示.

由图8可知，烟气冲击水面0.2s时，烟气吹陷伞尖顶周围的液面，露出部分伞曲面，在其引导下烟气向水平方向流动，开始生成漩涡；0.4s时，伞露出更多曲面，在其引导下烟气卷起了更多水向四周扩散，漩涡继续向四周扩散；0.6s时，烟气逐渐由水平流动变为垂直吹陷水面后又反向垂直向上流动，漩涡开始向上朝出口处流动；0.8s时，漩涡继续向出口处扩散，由于漩涡中心具有负压的性质，烟气卷吸水滴，使水滴脱离水面随烟气流动；1.0～1.8s时，烟气冲击曲面后沿水面切向流动后完全向上流动，漩涡充分扩散；1.8s后，烟气冲击后气液两相流动的流场充分发展，并达到稳定状态.另外，在烟气冲击下，伞上水被气流吹开，伞下水通过伞上小孔不断向上补充，使得水池中的水流动，在伞下部区域形成漩涡，有利于水与下盘管内介质的换热.

图8 气液两相流动速度矢量Fig.8 Velocity distribution of gas－liquid two－phase flow

图9 气液两相温度分布Fig.9 Temperature distribution of gas－liquid two－phase flow

由图9可知，烟气冲击水面0.2s时，高温烟气向四周和水池传热后温度降低，但局限在伞顶周围，尚未影响到烟气出口；0.4s时，烟气冲击后向四周并向烟气出口处扩散；0.6s时，水面更加向两边挤压，烟气继续向四周和烟气出口处流动，温度变化逐步扩散至烟气出口处；0.8s时，水滴被吹起但尚未扩散，而烟气已经完全扩散至烟气出口处，此时烟气出口温度达到最高594K；1.0～1.8s时，水面被烟气连续冲击，逐渐溅起更多的水滴和水雾，高温烟气被冷却后，使得烟气出口温度下降；1.8s后，空间充满夹带水滴、水雾和水蒸气的烟气流，虽然空间内温度分布状况不尽相同，但烟气出口温度基本维持在532～557K内，另外水池水温维持在330K左右.

3.3.2 液面高度对气液两相流动的影响

为了研究不同液面高度对烟气冲击后气液两相流动的影响，分别计算了液面高度为25mm、50 mm、75mm、100mm和125mm时烟气冲击后水的流动状况（见图10）.

当液面高度为25mm时（图10（a）），由于液面高度低，水量少，在0.8s时，若没有及时补充水量，伞上的水全部被吹起，说明液面高度太低，气化器不能长期运行；液面高度增加到50mm时（图10（b）），烟气卷吸水滴效果有所改善，但在1.8s时，伞上的水也几乎完全被吹起，说明液面高度50mm时的水量仍太少；液面高度增加到75mm时（图10（c）），烟气冲击水面0.8s时，水滴生成，在烟气的持续冲击和伞的曲面引导下，水滴开始大量形成，1.8s后整个空间充满夹带着水滴、水雾和水蒸气的烟气流，实现了烟气与水混合的目的；当液面高度继续增加到100mm时（图10（d）），由于液面高度过高，烟气冲击时，伞的曲面切向引导作用没有加强反而削弱，烟气吹起的水滴数量没有增加反而减少；当液面高度为125mm时（图10（e）），伞的曲面基本浸没于水中，对烟气流动的切向引导作用基本消失，故水滴一直未被烟气吹起，从而达不到烟气降温和加湿的目的.因此，在气化器其他结构参数和循环烟气量等一定的条件下，液面高度75mm为该气化器较为合理的参数，从试验测得的排烟湿度与液面高度的关系图也可以验证（图11）.由图11可知，随着液面高度的增加，排烟湿度随之增加，当液面高度为78mm时，排烟湿度达到最大5.2%，继续增加液面高度，排烟湿度没有增加，反而下降，说明烟气湿度下降，烟气吹起的水滴数量没有增加，反而减少.

3.3.3 喷嘴高度对气液两相流动的影响

为了研究喷嘴高度对烟气冲击后气液两相流动的影响，分别计算了喷嘴高度为200mm、230mm、260mm、290mm和320mm时烟气冲击后水的流动状况.与液面高度对气液两相流动的影响不同，喷嘴高度对烟气冲击后气液两相流动的影响不大，在不同喷嘴高度下烟气冲击后水的流动状况相似，主要是由于喷嘴出口烟气速度大，喷嘴高度对其的影响可以忽略.

图10 不同液面高度烟气冲击后水的流动状况Fig.10 Water flow patterns after impact by flue gas at different liquid levels

4 数值模拟与试验结果的比较

烟气冲击浸于水的伞型结构气化器是一种新型加热气化器，装置采用了多项创新技术，前面进行了气化器的数值分析，为了研究该气化器设计的合理性，验证流动传热模型及数值模拟的正确性，将数值模拟与气化器的试验结果进行比较.

图11 排烟湿度与液面高度的关系Fig.11 Flue gas humidity vs.liquid level

在气化器结构和操作工况一定的条件下，烟气冲击浸于水的伞型结构后的流动和传热性能主要取决于喷射烟气量和水池液面高度.通过试验测量了循环烟气量对锥形喷嘴出口温度的影响、液面高度对烟气回旋卷吸水滴能力的影响［6］.

喷嘴出口烟气平均温度与循环烟气量的关系以及与数值模拟结果的比较如图12所示.由图12可知，喷嘴出口烟气平均温度随着循环烟气量的增加而降低，与数值计算结果吻合，验证了数值计算的正确性.

图12 数值模拟结果与试验数据的对比Fig.12 Comparison between simulated results and test data

在试验装置结构参数和操作工况一定的条件下，试验结果表明：当循环烟气量为燃烧产生高温烟气量的48.7%、水池液面高度为78mm时，烟气冲击后的流动传热效果最佳，此时，流动呈现液滴飞溅，且液滴细小而分布均匀（图13），与数值模拟结果相吻合.

图13 烟气冲击下水滴流动的最佳试验状态Fig.13 Optimal test status of water drop flow with flue gas impact

5 结 论

设计了一种新型烟气冲击浸于水的伞型结构气化器，建立了燃烧室的燃烧、烟气流动传热和烟气冲击后形成的气液两相流动传热模型，并进行了数值模拟计算，讨论了循环烟气量、液面高度和喷嘴高度对气化器燃烧室喷嘴的烟气喷射效果和烟气冲击水面后的气液两相流动传热的影响.结果表明：在气化器其他结构参数一定的条件下，循环烟气量为燃烧烟气量的50%、液面高度75mm为最佳结构和工艺参数，此时，水滴被烟气充分卷吸并充满气化器空间，实现烟气含湿目的，在流经上盘管时，由于湿烟气中蒸汽凝结放热，使气化传热得到了强化；喷嘴高度对烟气冲击后的气液两相流动传热影响不大，数值模拟与试验结果相吻合.

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