沉浸式汽化器壳程流体传热实验与数值模拟

韩昌亮，任婧杰，董文平，张康，毕明树



沉浸式汽化器壳程流体传热实验与数值模拟

韩昌亮，任婧杰，董文平，张康，毕明树

（大连理工大学化工机械学院，辽宁大连 116024）

沉浸式汽化器广泛应用于LNG接收站调峰系统，其中壳程水浴流动传热特性是影响汽化器换热效率的关键因素。为此，利用可视化实验研究与数值模拟两种手段研究了初始水位高度、烟气进气量和进气温度对水浴传热系数的影响规律。研究结果表明：壳程水浴能够吸收烟气携带的显热和水蒸汽冷凝释放的潜热，排烟温度与水浴平衡温度基本相当；水浴在大量换热气泡诱导作用下，通过围堰溢流形成的循环水流能有效冲刷管壁，减薄流动边界层，起到强化传热作用；初始水位高度和进气量匹配关系影响水浴溢流情况，溢流后水浴传热系数明显增加；燃料量和空气量配比情况影响烟气温度和水浴湍流动能，水浴湍流动能较小时，即使烟气进气温度增加水浴传热系数反而减小。本研究可以为沉浸式汽化器的设计提供参考。

沉浸式汽化器；壳程；烟气；水浴；传热；数值模拟

引 言

随着世界经济的飞速发展，传统能源所引起的环境污染问题日益严重，促使全球能源结构发生变化。天然气、煤炭和石油并称为世界一次能源三大支柱，而天然气由于具有资源丰富、燃烧效率高和对环境污染小等特点，被认为是优质洁净气体燃料。为了便于天然气的存储和运输，需要对其进行超低温冷却处理。使用时再通过汽化设备对液化天然气恢复到常温。目前，LNG接收站汽化设备主要有海水开架式汽化器（ORV）、中间介质式汽化器（IFV）和沉浸式汽化器（SCV）[1]。

与其他常用汽化器相比，SCV由于具有占地面积小、启动速度快和热效率高达95%等优点，被广泛用于接收站调峰系统。典型SCV结构包括换热管束、水箱、燃烧器、烟气分布器和围堰等。其工作时，高温烟气通过位于水箱底部的气体分布器以鼓泡形式进入水浴中，为换热管束内高压低温LNG汽化提供热量。燃气放热量基本相当于LNG汽化所需热量，水浴温度可以保持不变[2-3]。由于烟气与水浴之间发生直接接触式传热，烟气能将几乎所有显热和潜热传递给水浴，因此排烟温度基本与水浴温度相当[4]。据了解，目前国内接收站使用的SCV均是从日本和德国进口，我国尚未实现自主生产，该技术主要难点在于壳程烟气与水浴接触面以及两相混合物与管壁接触面均会发生传热过程，造成水浴内部流体动力学行为十分复杂。因此研究壳程水浴流动传热特性，对SCV研发和设计意义重大。

目前，国内外关于气液两相流横掠管束流动换热报道较少。其中，国外方面，Grant等[5]、Pettigrew等[6]和Chan等[7]对空气和水混合物横掠不同管束结构时流动形态进行了实验研究，分析了操作条件和管束结构对气液两相流流型和含气率影响规律。Lage等[8-9]通过实验测量和理论分析相结合方式研究了分布器结构和进气量对直接接触式蒸发器内液体温度、气泡尺寸分布和含气率等参数影响规律。国内方面，陈斌[10]认为气液两相流中局部含气率分布直接影响管束间流场和温度场分布特性，并使用光纤探针对水平管束间局部含气率进行了测量。周琳莉[11]和刘彦均[12]对鼓泡蒸发冷却过程换热性能和阻力特性进行了实验研究，给出了其实验条件下换热及阻力实验关联式，并对鼓泡换热过程进行了初步数值模拟。聂永丰等[13]建立了高温气泡在水中上升传热传质模型，利用该模型得到了液体平衡温度随气体初始温度和气泡内初始水蒸气含量变化规律。

为了更加深入地了解SCV壳程水浴流动与传热特性，首先采用可视化实验手段对其进行了研究。其次利用VOF多相流模型与组分输运模型相结合的计算方法，建立了耦合求解烟气与水浴两相混合物横掠管束流动传热三维数值计算模型。运用Fluent14.5对水浴内部流体与管束传热机理进行了数值模拟研究，通过加载自定义函数（UDF），获得了水浴流场、速度场和温度场分布规律，探究了不同操作参数对水浴传热系数的影响，为SCV国产化设计和工程应用提供理论基础。

1 SCV壳程流体流动特性实验

搭建SCV壳程气液两相流流动与传热特性测试实验装置，结构如图1所示。其中水箱和围堰前后侧开有视窗，利用高速摄像机观察壳程鼓泡流动状态。实验过程中利用Pt100热电阻以及K型热电偶分别对换热管束壁面温度（利用反传热法对壁温测量准确性进行了验证，限于篇幅原因，这里不将其列出）、水浴温度、管程流体进出口温度以及壳程烟气进出口温度进行测量。同时采用体积膨胀法对水浴内含气率进行测量，得到不同初始水位高度和烟气进气量下含气率参数变化规律。表1给出了在燃料量（标准状态下）1.26m3·h-1，初始水位高度35 cm工况时，不同烟气进气量下换热管壁温、水浴平衡温度、水浴传热系数和含气率测量结果。可以看出在该操作条件下，随着烟气进气量的增加，水浴传热系数呈现先升高后缓慢增加的变化规律，此拐点所对应的烟气进气量即为此工况下最优进气量。经计算此时水浴传热系数为5365.26W·m-2·K-1，围堰内含气率为18.69%。有关实验台的详细介绍见文献[14]。

表1 鼓泡状态下气液两相流横掠管束流动传热特性参数

2 SCV壳程两相流流动传热数值模型

2.1 物理模型

SCV壳程流体流动换热是一个经燃料燃烧产生的高温烟气与水浴直接接触，气液两相混合物再与换热管束迅速传热的过程。为了模拟该过程，将图1实验台中的浸没燃烧器、燃烧室和鼓风机等部分去掉，仅以SCV壳程主体换热区域为研究对象，建立了如图2所示的三维物理模型。其中包括水箱、气体分布器、换热管束和围堰。由于换热区域在几何结构上具有对称性，因此取单根分布器对应流体域为计算区域。模型具体几何参数列于表2。

表2 模型几何参数

2.2 数学模型和边界条件

烟气和水浴两相混合物与管束间的传热是一个极为复杂的过程。为了对其进行数值模拟，本文进行了一些合理简化假设：①烟气成分按照燃料完全燃烧来考虑；②烟气混合物的比热容等物性满足混合规则；③忽略烟气的辐射传热和其对气液界面产生的剪切力；④不考虑围堰与自由空间以及水箱与外界的热交换。

考虑到烟气与水浴的互不相溶特性，本文采用VOF模型[15]和Youngs界面重构技术来解决气液两相流体横掠管束流动传热问题。具体控制方程及相关源项如下。

质量守恒方程

v=1-(1)

式中，v和φ分别代表气相的体积分数和液相的体积分数；ρ为液相密度；为速度矢量；为气相向液相的质量传递源项。

动量守恒方程

式中，为静压；为混合相的密度；v为气相密度；为重力矢量；为应力的张量形式，其由式(6)给出

能量守恒方程

式中，为冷凝系数。本文取=0.1[16]。

其中焓的表达式为

式中，c分别为气相和液相的比定压热容。

选择RNG-湍流模型，标准壁面函数模拟近壁面附近流体流动。其湍流动能和湍流耗散率的输运方程如式(10)和式(11)所示

式中，G为由平均速度梯度产生的湍流动能；b为由浮力产生的湍流动能；1ε、2ε均为模型常量；Pr和Pr是方程和方程的湍流Prandtl数；S和S由用户根据具体条件定义。

组分输运模型：由于烟气属于多组分混合物，因此利用组分输运方程来描述这一现象。表达式为

式中，Yi为组分i的质量分数；Si为因相变引起的组分间输送；Ri为因化学反应引起的组分生成量。

分布器小孔入口为速度入口边界条件，给定烟气喷射速度和烟气温度；壳程顶部出口为压力出口边界条件；中心面采用对称边界条件；换热管壁面（从下到上）为不同恒定温度边界条件；围堰和水箱各面采用不可渗透、无滑移绝热边界条件。

本文所涉及的壳程水浴传热系数计算公式如下

式中，代表换热管壁面热通量；b为水浴平均温度；w为换热管壁平均温度。

2.3 网格划分及数值方法

采用软件Gambit对上述物理模型进行网格划分，采用分块划分，结构化网格和非结构化网格相结合的方式进行网格生成，最后利用自适应技术对网格进行迭代细化。具体划分情况如图3所示。计算过程中建立了8套网格系统进行了网格无关性考察。当初始水位高度为35 cm，烟气进气量（标准状态）为45m3·h-1时，得到水浴传热系数和含气率随网格数的变化规律如图4所示，可以看出，使用最后3组网格计算结果相差在5%之内，综合计算精度和计算成本来说，最终确定网格总数目为70万个。其中最小网格尺寸为2 mm。

数值计算借助商业计算流体力学软件Fluent14.5，采用UDF函数对烟气中水蒸气冷凝过程进行模拟。利用有限体积法对上述控制方程进行非稳态求解，时间步长选取为10−5s。压力-速度耦合采用PISO算法对流场进行迭代求解，面值插值方法采用中央差分格式进行处理，扩散项中变量梯度采用Least Squares Cell-Based梯度插值方法计算，时间离散格式采用全隐式格式，压力插值方法采用Body-Force-Weighted进行计算，两相流体界面追踪采用Geo-Reconstruct方法。气水之间表面张力采用连续表面力模型。压力松弛因子为0.7，动量方程松弛因子为0.3，其余采用默认。能量方程收敛残差为10−6，其余变量收敛残差为10−4。当水浴温度及烟气出口混合气体各组分浓度基本保持不变时，近似认为工况收敛。

2.4 模型验证

为了验证数值模型的可靠性，将数值计算结果与表1中的实验测试结果进行了对比。结果如图5所示。可以看出，采用上述模型计算所得的水浴传热系数和含气率变化趋势与实验测试值（具体计算方法见文献[14]）基本一致。由于数值模拟中进行了适当的化简，使得数值计算与实验结果存在一定的偏差，但是偏差总体小于10%。说明该数值模型还是能较好地反映实际物理过程，可以进一步开展SCV壳程流体流动和传热分析。

3 结果与讨论

3.1 壳程流场、速度场和温度场分析

以初始水位高度35 cm，烟气进气量（标准状态下）45m3·h-1工况为例，图6显示了SCV壳程流场对比结果。可以看出高温烟气从分布器小孔鼓入水浴中（其中红色代表气体，蓝色代表水浴，白色代表管束），以鼓泡形式与水浴发生直接接触式传热，形成了气液两相流横掠管束流动传热状态。由于气液两相间接触面积较大，因此烟气能最大限度地与水浴进行传热。同时管束间流道的减小会使得局部流体湍流程度增大，有利于减薄流动边界层。气泡向上的流动带动了初始时静止的水浴流动，烟气热量能不断地通过水浴传递给换热管束。水浴在大量气泡的诱导作用下，逐渐上升溢流出围堰最终又回到围堰中，形成了如图7所示的循环水流动效果。不断流动着的气液两相混合物一直在高速地冲刷换热管束，良好的水浴流动状态强化了壳程流体对流传热。

图8显示了SCV壳程流体域速度场云图，可以看出由于水浴的阻力作用，烟气与水浴接触时速度有所降低。在换热管束区域，流体速度波动范围较大，出现流体绕流管束现象，使得热边界层变薄，有利于加强传热。在管束以上区域流体速度有所增大，这是由于气泡在气-水自由界面处会发生破裂，气体快速从水浴中脱离，因此该区域混合物速度相对于其他区域要大一些。

图9显示了SCV壳程流体域温度场云图，当烟气与水浴接触时温度迅速降低。在水浴内部，只有第1排管束附近气液两相混合物温度较高，因为该区域最靠近高温气体分布器，同时水蒸气冷凝下来的热量主要集中在该区域。而整个管束区域内气液两相混合物温度较为恒定[17]，这是因为当流体流过错排换热管束时，上升中的大气泡会被换热管束破碎成小气泡，小气泡又会在管束间区域合并成大气泡，因此会形成气泡破裂与合并交替出现的情况，导致水浴内局部含气率和水浴温度分布较为均匀。同时在管束区域未见明显的传热“死区”，说明水浴能够将烟气的显热和水蒸气冷凝释放的潜热传递给换热管束，满足传热需求。

3.2 烟气进气量和初始水位高度对传热的影响

烟气进气量和初始水位匹配情况关系到水浴内含气率大小以及水浴流动状态。模拟结果如图10所示，当初始水位高度较低时，上部换热管束并未接触到水浴，导致水浴传热系数较小。随着进气量的增大，气泡对管壁附近水层的扰动作用增强，强化了管壁附近局部流体传热。当换热管束完全包裹在气液两相混合物中后（即水浴溢流），在一定进气量范围内，壳程传热系数并未随着进气量增加而发生变化。这是因为烟气携带的热量基本恒定，而由于气液直接接触时流体间传热系数很高[18]，水浴能够吸收绝大部分烟气热量，即使水浴中含气率增大，水浴温度场并未发生改变。继续增大烟气量时水浴中的不凝性气体增多，水浴液膜与换热管外壁接触面积减小，由于气体与管壁之间的传热能力要远小于液体与管壁之间的传热能力，冷凝放热效果减弱，最终导致水浴传热性能下降。经计算，此时水浴内部临界含气率为55%左右。

图11给出了在初始水位35 cm时水浴对流传热系数随烟气量的变化。可以看出，只有进气量大于45 m3·h-1时水浴才会产生溢流，溢流后水浴传热系数要明显高于溢流前。是因为溢流不仅可以有效减弱水浴返混现象，而且由场协同原理[19]可知，溢流后水浴轴向速度场和温度场的夹角变小，场协同性更好，因此水浴传热性能更优。

3.3 燃料量与空气量配比对传热的影响

燃料量与助燃空气量配比情况关系到烟气进口温度和水浴湍流动能情况。模拟结果如图12所示，可以看出，烟气出口温度和水浴温度均随着进气温度的升高而升高，但是数值变化不大，说明水浴系统可以使得SCV在变工况条件下保持相对稳定的工作状态。水浴温度和烟气出口温度的温差随着进气温度升高而单调增大，原因是在一定的燃料量下，烟气温度越高即助燃空气量越小，导致水浴中的含气率减小。同时水浴湍流动能的降低也阻碍了气泡破碎和其在水浴中的分散，从而烟气提供的能量不能充分地被水浴及换热管束吸收，水浴传热性能反而下降，如图13所示。这一变化趋势与文献[20]中所得的结论基本相符。

3.4 模拟结果与已有关联式对比

Zukauskas实验关联式[21]在预测流体横掠错排管束流动与换热特性时有着广泛应用。图14比较了数值模拟结果与关联式计算Nusselt数[22]的结果。可以看出，Zukauskas关联式均过低估算了各个工况下水浴Nu。主要因为SCV壳程换热过程属于气液两相流横掠管束对流换热，且水位高度和含气率对水浴传热具有一定影响。在设计计算时使用该关联式的结果会过于保守，而数值模拟结果与实验结果更接近，可用于SCV壳程参数的设计和优化。

4 结 论

通过建立耦合求解烟气与水浴两相混合物横掠管束流动传热过程的数值计算模型，对SCV壳程流体流动及传热性能进行了数值模拟研究，并通过实验值验证了模型的准确性。主要得到以下结论。

（1）由于沉浸式汽化器壳程结构特点，水浴会在喷射烟气作用下通过围堰溢流形成循环水流动效果。同时，烟气中水蒸气冷凝释放的潜热有助于加强水浴传热，水浴传热系数可以达到4000～6500 W·m-2·K-1。

（2）烟气进气量和初始水位高度之间存在最佳匹配关系，使得SCV壳程传热效果较好。溢流后水浴传热系数明显大于溢流前。溢流后，在一定进气量范围内，水浴传热性能不随进气量增大而改变，当含气率达到55%时水浴传热出现恶化。

（3）燃料量一定的情况下，空气量的改变不仅影响烟气进口温度，同时也会影响水浴的湍流动能。实际SCV壳程操作中，不能单纯地为提高烟气温度而降低空气量，应综合考虑壳程水浴的流动换热特征，选择合适的助燃空气量。

（4）SCV壳程水浴Nu随着烟气喷射Re增大呈上升趋势。Zukauskas经验关联式过低估算了水浴Nu，与其相比，数值模拟计算更贴近实验结果，可用于优化SCV壳程结构参数与操作参数。

符 号 说 明

h——初始水位高度，cm K——传热系数，W·m−2·K−1 k——湍流动能，m2·s−2 Nu——Nusselt数 q——壁面热通量，kW·m−2 Re——Reynolds数 T——温度，K V——烟气量，m3·h−1 εg——含气率 下角标 b——水浴 fg——烟气 in——进口 out——出口 s——壳程 w——外壁面

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Experimental study and numerical simulation on shell side fluid heat transfer in submerged combustion vaporizer

HAN Changliang, REN Jingjie, DONG Wenping, ZHANG Kang, BI Mingshu

(School of Chemical Machinery, Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China)

Submerged combustion vaporizer (SCV) is frequently applied for peaking systems of LNG receiving terminals, which both liquid flow and heat transfer characteristics of water bath on shell side of a vaporizer are key factors to determine whether the SCV could achieve high heat transfer efficiency. Influences of initial water level, volumetric flow rate and inlet temperature of flue gas on heat transfer coefficient of the water bath were investigated by visualization experiments and numerical simulation. The water bath absorbed sensible heat of the flue gas and latent heat of the steam condensation so that the temperature of outlet flue gas almost equaled to the equilibrium temperature of the water bath. Under the inductive impact of a great deal of heat transfer-generated bubbles, cycling water flows, which were formed by weir overflow in the water bath, could effectively collide tubular wall, decrease thickness of boundary layer and enhance heat transfer. The initial water level in combination with volumetric flow rate of flue gas largely affected overflow in water bath so the water bath heat transfer coefficient increased dramatically upon the occurrence of overflow. The ratio of fuel and air flow rates mainly affected inlet temperature of flue gas and the turbulent kinetic energy of water bath. In the case of smaller turbulent kinetic energy, the water bath heat transfer coefficient deceased although the inlet temperature of flue gas increased. This study can provide some scientific guidance to the design of SCV.

submerged combustion vaporizer; shell side; flue gas; water bath; heat transfer; numerical simulation

2016-03-28.

Prof. BI Mingshu, bimsh@dlut.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20160350

TE 088

A

0438—1157（2016）10—4095—09

中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（DUT16QY29）。

2016-03-28收到初稿，2016-07-06收到修改稿。

联系人：毕明树。第一作者：韩昌亮（1987—），男，博士研究生。

supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities (DUT16QY29).