SCV蛇形換熱管內(nèi)超臨界LNG傳熱特性數(shù)值模擬

張康，韓昌亮，任婧杰，周一卉，畢明樹

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SCV蛇形換熱管內(nèi)超臨界LNG傳熱特性數(shù)值模擬

張康，韓昌亮，任婧杰，周一卉，畢明樹

（大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院，遼寧 大連 116024）

LNG沉浸式汽化器在液化天然氣接收站應(yīng)用廣泛，管內(nèi)超臨界LNG的傳熱特性對(duì)SCV運(yùn)行有重要影響，為此，建立了單根蛇形換熱管內(nèi)LNG流動(dòng)傳熱過程的數(shù)值計(jì)算模型。分析了管程壓力、熱通量、入口速度及物性變化對(duì)管內(nèi)流體溫度與局部傳熱系數(shù)的影響規(guī)律。計(jì)算結(jié)果表明，局部傳熱系數(shù)沿流動(dòng)方向呈先增大后減小的趨勢，并在準(zhǔn)臨界點(diǎn)附近達(dá)到峰值；由于二次流現(xiàn)象，傳熱系數(shù)在彎管處發(fā)生突變。在操作壓力范圍內(nèi)，壓力越大，局部傳熱系數(shù)峰值越??；熱通量越大，局部傳熱系數(shù)峰值越早出現(xiàn)，峰值過后系數(shù)下降越快，出現(xiàn)傳熱惡化現(xiàn)象；而入口速度越大，局部傳熱系數(shù)越大，其峰值出現(xiàn)位置越靠后。該數(shù)值模擬結(jié)果可為LNG沉浸式汽化器的設(shè)計(jì)提供參考。

超臨界流體；液化天然氣；SCV；數(shù)值模擬；傳熱；蛇形換熱管

引 言

隨著全球范圍內(nèi)能源危機(jī)與環(huán)保問題的凸顯，天然氣以其安全、清潔且經(jīng)濟(jì)的優(yōu)勢在能源市場上異軍突起，逐漸改變著中國“以煤為主，重油輕氣”的能源產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)。天然氣通常在經(jīng)過超低溫液化后進(jìn)行儲(chǔ)存和運(yùn)輸，使用時(shí)再通過汽化設(shè)備對(duì)LNG進(jìn)行處理。目前LNG接收站中主要的汽化裝置有空溫式汽化器、vaporizer，簡稱SCV）。

SCV具備啟動(dòng)迅速、熱效率高等特點(diǎn)，常用于天然氣系統(tǒng)的調(diào)峰。典型SCV的主體結(jié)構(gòu)通常由換熱管、水浴、沉浸式燃燒器、燃燒室和鼓風(fēng)機(jī)等組成[1]。燃燒室中產(chǎn)生的高溫?zé)煔馀c水箱中的水直接換熱，形成的氣液兩相流橫掠換熱管束，將熱量傳遞給管內(nèi)的LNG，使其實(shí)現(xiàn)從液態(tài)到超臨界態(tài)的汽化過程。由于管程傳熱情況關(guān)系到設(shè)備整體的運(yùn)行效率，因此研究其換熱管內(nèi)超臨界LNG的流動(dòng)傳熱特性，對(duì)SCV的開發(fā)與設(shè)計(jì)意義重大。

國內(nèi)外關(guān)于超臨界流體管內(nèi)流動(dòng)傳熱實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究的文獻(xiàn)較多，早在1960年Schmidt等[2]研究了水在臨界點(diǎn)附近的自由對(duì)流傳熱。Bourke等[3]、Duffey[4]等對(duì)超臨界CO2在不同管內(nèi)的傳熱進(jìn)行研究，探究了其傳熱惡化的規(guī)律。Hauptmann等[5]、Bellmore等[6]等，采用不同的湍流模型，對(duì)超臨界流體管內(nèi)流動(dòng)傳熱進(jìn)行數(shù)值模擬研究。國內(nèi)方面，Du等[7]、李仲珍等[8]和王淑香等[9]對(duì)超臨界甲烷和超臨界LNG的水平、垂直管和螺旋管內(nèi)流動(dòng)傳熱進(jìn)行大量的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，得出了相應(yīng)工況下的Nusselt數(shù)關(guān)聯(lián)式。

以上工作多針對(duì)單純的水平管、垂直管或者螺旋管展開實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，得出的規(guī)律以及關(guān)聯(lián)式，無法適用于沉浸式汽化器蛇形換熱管的工況。本文擬通過對(duì)實(shí)際設(shè)備換熱管內(nèi)LNG的流動(dòng)傳熱情況進(jìn)行數(shù)值模擬，研究換熱盤管內(nèi)LNG的速度場、壓力場和溫度場的分布規(guī)律，探究不同操作參數(shù)對(duì)換熱盤管局傳熱系數(shù)的影響，為LNG沉浸式汽化器的設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 LNG物性計(jì)算

LNG以甲烷為主要成分，此外還含有少量的C2H6、C3H8和N2。表1為某接收站實(shí)際LNG組分的摩爾分?jǐn)?shù)。

表1 某接收站LNG各組分摩爾分?jǐn)?shù) Table 1 Component of LNG in a receiving terminal

按照表1中LNG各組分的摩爾分?jǐn)?shù)，采用美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院（National Institute of Standards and Technology，NIST）所開發(fā)的軟件來擬合LNG的物性參數(shù)。以LNG的主要成分甲烷為例，甲烷的臨界壓力為4.59 MPa，臨界溫度為-82.6℃，而沉浸式汽化器換熱管內(nèi)的常見工況一般在6～10 MPa，進(jìn)出口溫度范圍在-180～10℃，所以LNG在蛇形換熱管內(nèi)經(jīng)歷了由液態(tài)到超臨界態(tài)的轉(zhuǎn)變。

相關(guān)文獻(xiàn)中可查得SCV設(shè)備的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，表2所示為江蘇LNG接收站SCV運(yùn)行的工藝參數(shù)[10]。本文分別對(duì)表2中所列的3組不同操作參數(shù)進(jìn)行LNG物性擬合。

表2 江蘇LNG接收站SCV運(yùn)行工藝參數(shù)[9]Table 2 Operation parameter of SCV in Jiangsu LNG receiving terminal[9]

(a) Pressure data

ConditionFlow/t·h-1Inlet pressure /MPaOutlet pressure /MPa 1103.007.096.98 2145.008.588.38 3200.009.659.35

(b) Temperature data

ConditionFlow/t·h-1Inlet pressure /MPaOutlet pressure /MPa 1103.00145.64280.15 2145.00126.42279.1 3200.00123.42281.07

按照表1中的LNG組成對(duì)表2中的3種工況進(jìn)行物性參數(shù)擬合（忽略管程壓降），得到圖1所示的6.98、8.38和9.35 MPa下LNG密度、黏度、熱導(dǎo)率及比定壓熱容c隨溫度變化的物性參數(shù)曲線。

超臨界流體是指溫度和壓力都高于臨界溫度和壓力時(shí)的流體。流體處于超臨界狀態(tài)時(shí)，物性隨溫度連續(xù)變化，不再存在相變[11]。超臨界LNG兼具氣體與液體的特性，密度接近液體，而黏度與擴(kuò)散性接近氣體，在換熱管束內(nèi)有良好的流動(dòng)傳輸特性。超臨界LNG的比定壓熱容c存在極值點(diǎn)，其對(duì)應(yīng)的溫度被稱為準(zhǔn)臨界溫度[12]。由圖1可知，隨著操作壓力的增加，比定壓熱容c的極值在減小。超臨界LNG物性在準(zhǔn)臨界溫度附近的劇烈變化使得其傳熱特性變得較為復(fù)雜。根據(jù)NIST物性參數(shù)計(jì)算值，本文采用FLUENT中的UDF函數(shù)對(duì)超臨界LNG的物性參數(shù)進(jìn)行線性插值擬合。

經(jīng)過誤差分析，圖1中線性插值結(jié)果與NIST計(jì)算值的相對(duì)誤差在±2.5%范圍以內(nèi)，可以保證FLUENT中所采用的物性參數(shù)的準(zhǔn)確性。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

典型沉浸式汽化器的單根蛇形換熱管如圖2所示，其中管徑為32 mm，長直管段長度1為6898 mm，短直管段長度2為6308 mm，右側(cè)彎管直徑為360 mm，左側(cè)彎管直徑為120 mm，按照以上數(shù)據(jù)進(jìn)行幾何建模。

換熱管內(nèi)的近壁面區(qū)域?yàn)轲ば缘讓樱后w流動(dòng)為層流，分子黏性對(duì)動(dòng)量傳遞起主要作用，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)模型對(duì)近壁面區(qū)域進(jìn)行處理。定義壁面法向的量綱一高度y為：

式中，U為壁面摩擦速度，m·s-1，；w為壁面的切應(yīng)力，MPa；為距壁面垂直距離，m。

當(dāng)60<y<300時(shí)，流動(dòng)為對(duì)數(shù)律層，此時(shí)速度沿壁面法向方向呈對(duì)數(shù)律分布。選擇標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，每個(gè)壁面相鄰單元體中心要位于對(duì)數(shù)律層。按照上述規(guī)律選取第1層網(wǎng)格高度。采用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示，換熱管的橫截面劃分成O型網(wǎng)格；圖4和圖5為直管和彎管處的局部網(wǎng)格。以0.003、0.006和0.012 m 3種不同規(guī)格徑向網(wǎng)格尺寸，考量流體域沿程平均溫度和沿程平均速度來驗(yàn)證網(wǎng)格獨(dú)立性。計(jì)算結(jié)果顯示后兩種規(guī)格網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果十分接近，而與0.003 m徑向網(wǎng)格尺寸算例在管程后半段數(shù)值差距越來越大，因此0.006 m規(guī)格網(wǎng)格尺寸已滿足計(jì)算精度要求，其單管模型網(wǎng)格數(shù)目為327萬。

2.2 數(shù)值方法

假設(shè)LNG在蛇形換熱管內(nèi)達(dá)到穩(wěn)態(tài)工況，忽略沿程壓降，假設(shè)為定壓受熱過程，其基本的連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程如下：

連續(xù)性方程：

動(dòng)量方程：

能量方程：

選擇RNG-湍流模型，標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。其湍流動(dòng)能和湍流耗散率的輸運(yùn)方程如式（5）和式（6）所示：

式中，k為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；b為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能[13]；1、2均為模型常量；Pr和Pr是方程和方程的湍流Prandtl數(shù)；S和S是由用戶根據(jù)具體條件定義。

蛇形換熱管壁面+平均值分別為85.6、100.1和126.1，當(dāng)y小于300時(shí)，第1層網(wǎng)格位于對(duì)數(shù)律層內(nèi)，滿足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)的計(jì)算要求。湍流脈動(dòng)動(dòng)能方程以及湍流耗散率方程的對(duì)流項(xiàng)選用二階迎風(fēng)格式離散，動(dòng)量方程與能量方程的對(duì)流項(xiàng)采用QUICK格式進(jìn)行離散。并選取SIMPLE算法進(jìn)行壓力速度耦合求解。對(duì)壓力出口的質(zhì)量流量、溫度等參數(shù)進(jìn)行監(jiān)測，以參數(shù)趨于穩(wěn)定、殘差收斂來判斷計(jì)算收斂。

邊界條件方面，選擇速度入口、壓力出口和無滑移壁面，根據(jù)表1中3種工況的入口狀態(tài)及質(zhì)量流量計(jì)算入口速度分別為1.1、1.46和1.99 m·s-1，入口溫度分別為145.64、126.42和123.42 K。壓力出口值分別為6.98、8.38和9.35 MPa。壁面條件采用恒定熱流通量假設(shè)，能較為準(zhǔn)確地反映管內(nèi)的熱量衡算關(guān)系，在此基礎(chǔ)上取熱流通量分別為43.78、64.54和88.97 kW·m-2。

本文中所涉及的管程流體局部傳熱系數(shù)采用下式進(jìn)行計(jì)算：

式中，w為計(jì)算橫截面處的平均壁溫；b為橫截面流體質(zhì)量平均溫度[14]；為局部熱通量。

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果與監(jiān)測數(shù)據(jù)的對(duì)比驗(yàn)證

對(duì)表2中的3種工況開展數(shù)值模擬，并與實(shí)際監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)照驗(yàn)證。數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測數(shù)據(jù)對(duì)照情況見表3。

由表3可知，數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)測數(shù)據(jù)基本吻合，出口溫度和壓力入口的誤差在2.5%以內(nèi)。出口溫度的模擬結(jié)果略高于實(shí)測值，是因?yàn)槲闹械臄?shù)值模擬是按汽化升溫?zé)崃亢馑憬Y(jié)果直接計(jì)算的，而實(shí)際工況會(huì)產(chǎn)生一定的熱量損失。管程壓降的數(shù)值模擬值低于實(shí)測值的原因是，模擬時(shí)LNG物性是在定壓下擬合的，忽略了管程壓力損失?？偟膩砜矗摂?shù)值模型能較好地反映實(shí)際的物理過程，可開展進(jìn)一步的流動(dòng)傳熱分析。

表3 數(shù)值模型驗(yàn)證結(jié)果
Table 3 Verification of numerical simulation

(a) Temperature comparison

CaseInlet temperature/KOutlet temperature /K Monitoring dataSimulation valueMonitoring dataSimulation value 1145.64280.15281.68 2126.42279.1280.57 3123.42281.07282.82

(b) Pressure comparison

CaseOutlet pressure/MPaInlet pressure/MPa Monitoring dataSimulation valueMonitoring dataSimulation value 16.987.097.0 28.388.588.43 39.359.659.41

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 管程溫度場與速度場分析

以表2中3（設(shè)計(jì)流量200 t·h-1）為例，對(duì)LNG沉浸式汽化器的單根蛇形換熱管穩(wěn)定工作下的溫度場及速度場進(jìn)行分析。圖6和圖7分別為穩(wěn)態(tài)工況下的管程溫度場云圖和速度云圖。

流量200 t·h-1、出口壓力9.35 MPa工況下管程LNG的入口溫度為123.42 K。如圖6所示，LNG溫度沿管程均勻上升，出口質(zhì)量平均溫度的計(jì)算結(jié)果為282.82 K，高于LNG汽化器273 K的出口溫度要求，實(shí)現(xiàn)了汽化工藝。流體沿管程吸熱升溫由液態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界態(tài)的過程中物性參數(shù)發(fā)生劇烈變化[15]，如入口時(shí)LNG密度為457.39 kg·m-3，出口時(shí)密度變?yōu)?8.991 kg·m-3，這導(dǎo)致LNG隨著沿管程的吸熱膨脹，速度不斷增加。如圖7所示，該工況下LNG的入口氣速為1.99 m·s-1，到達(dá)出口時(shí)流速增加到9.13 m·s-1。表3(b)中可知，管程壓降很小，可對(duì)工況進(jìn)行定壓假設(shè)，物性沿管程變化僅是溫度的函數(shù)，其分布規(guī)律僅受主流體域溫度影響，與圖1中物性參數(shù)變化規(guī)律一致。

以表2所列工況3中的參數(shù)為基礎(chǔ)，分別改變管程壓力、熱通量和入口速度等條件，研究不同因素對(duì)管程局部對(duì)流傳熱系數(shù)的影響規(guī)律。

3.2 管程壓力對(duì)傳熱的影響

不同壓力下LNG的物性參數(shù)差別很大，尤其在高于臨界壓力時(shí)更為明顯，所以管程壓力對(duì)局部傳熱系數(shù)的影響較大。本文以流體流動(dòng)方向的距離為橫坐標(biāo)，對(duì)6.98、8.38和9.35 MPa 3種不同管程壓力下管內(nèi)的主流體溫度以及局部傳熱系數(shù)進(jìn)行研究。

從圖8和圖9可知，溫度沿管程流動(dòng)方向單調(diào)上升，LNG在進(jìn)入管程入口前25 m時(shí)，不同管程壓力對(duì)主流體溫度和局部傳熱系數(shù)的影響不明顯。而在流經(jīng)管程25 m后，由于不同壓力下熱物性的差異，導(dǎo)致壓力越大，出口溫度越高，局部傳熱系數(shù)的峰值越?。ù颂幍姆逯抵豢紤]主體直管段的局部傳熱系數(shù)，彎管處傳熱系數(shù)另行討論）。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是，LNG到準(zhǔn)臨界溫度附近后，隨壓力增大，比定壓熱容的峰值下降，熱導(dǎo)率和流體黏度也在減小，而比定壓熱容對(duì)超臨界流體管內(nèi)傳熱起主導(dǎo)作用[16]，所以壓力越大，流體傳熱能力減弱，局部對(duì)流傳熱系數(shù)峰值也減小。

除此之外，在圖9中發(fā)現(xiàn)，局部傳熱系數(shù)在彎管處均出現(xiàn)突變，傳熱能力大于直管段，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是彎管處二次流現(xiàn)象與主流的疊加減薄了熱邊界層厚度，提高了傳熱效率[17]，使得局部對(duì)流傳熱系數(shù)大幅度升高，此外，二次流會(huì)對(duì)后續(xù)一定距離內(nèi)的直管段產(chǎn)生強(qiáng)化傳熱作用，使得蛇管模型的流動(dòng)傳熱規(guī)律與等長度的直管模型有較大區(qū)別。

3.3 熱通量對(duì)傳熱的影響

熱通量對(duì)管內(nèi)LNG的局部傳熱系數(shù)分布規(guī)律有一定影響，而熱通量代表不同的供熱量，直接關(guān)系設(shè)備的燃料供給量和經(jīng)濟(jì)性。文中對(duì)78.97、88.97和98.97 kW·m-23種熱通量下管內(nèi)的主流體溫度以及局部傳熱系數(shù)展開討論。

圖10和圖11顯示，流體溫度沿管程單調(diào)上升，壁面熱通量越大，相同距離截面的質(zhì)量平均溫度越高。入口段的對(duì)流傳熱系數(shù)較大，原因是入口附近熱邊界層比充分發(fā)展段更薄，流體傳熱能力更強(qiáng)。忽略入口段效應(yīng)，局部對(duì)流傳熱系數(shù)沿流動(dòng)方向總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并在彎管處發(fā)生突變。此外，熱通量越大，局部傳熱系數(shù)的峰值越早出現(xiàn)，峰值過后局部傳熱系數(shù)下降得越快，在高熱通量情況下，隨著流體溫度升高，在換熱盤管后半段出現(xiàn)了傳熱惡化[18]的現(xiàn)象。

3.4 入口速度對(duì)傳熱的影響

不同速度在管內(nèi)流體產(chǎn)生不同的流動(dòng)狀態(tài)，對(duì)局部傳熱系數(shù)產(chǎn)生一定影響。本文根據(jù)流量計(jì)算得出3種不同入口速度1.79、1.99和2.19 m·s-1，對(duì)這3種管程入口速度下管內(nèi)的主流體溫度與局部傳熱系數(shù)進(jìn)行了分析。

從圖12和圖13可知，入口速度越大，同一截面的流體溫度越小，局部傳熱系數(shù)越大，對(duì)流傳熱系數(shù)峰值出現(xiàn)的位置越靠后。對(duì)于同一入口速度，沿流動(dòng)方向的局部對(duì)流傳熱系數(shù)先增大后減小，峰值出現(xiàn)在準(zhǔn)臨界溫度附近，與比定壓熱容的趨勢相近，彎管處二次流現(xiàn)象明顯，傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于直管段。入口速度的增大加劇了管內(nèi)流體的湍動(dòng)情況，削弱了熱邊界層厚度，使得對(duì)流傳熱系數(shù)增大。[19]。

3.5 模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式對(duì)比

以表2中工況3為例，圖14比較了數(shù)值模擬與工程中最常用的Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式計(jì)算Nusselt數(shù)的結(jié)果。

是流體與固體表面之間對(duì)流傳熱強(qiáng)弱的度量，反映了表面上量綱一過余溫度梯度[20]。從圖中可以看出，模擬結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果有相同的趨勢，在管內(nèi)沿LNG流動(dòng)方向上升，在準(zhǔn)臨界點(diǎn)后趨于平緩，并在彎管處發(fā)生突變。相同計(jì)算截面的數(shù)值模擬結(jié)果均大于Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果，是因?yàn)镈ittus-Boelter關(guān)聯(lián)式是單相流體的換熱關(guān)聯(lián)式，由于本文研究的LNG處于超臨界態(tài)，其物性變化較大，所以使得經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式的傳熱計(jì)算結(jié)果偏小，在設(shè)計(jì)計(jì)算中使用該關(guān)聯(lián)式的結(jié)果趨于保守，而數(shù)值模擬考慮了物性變化和超臨界態(tài)的傳熱特點(diǎn)，計(jì)算結(jié)果更精確，可用于優(yōu)化SCV管程的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

4 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬的方法研究了沉浸式汽化器蛇形換熱管內(nèi)超臨界LNG的流動(dòng)傳熱特性，并與工程實(shí)際的運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上，考察了管程壓力、熱通量、入口速度及物性變化對(duì)主流體溫度與局部傳熱系數(shù)的影響。主要結(jié)論如下：

（1）在LNG沉浸式汽化器實(shí)際運(yùn)行高于臨界壓力的操作參數(shù)范圍內(nèi)，流體溫度沿管程單調(diào)上升，局部對(duì)流傳熱系數(shù)沿流動(dòng)方向總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在流經(jīng)彎管處時(shí)由于二次流現(xiàn)象的產(chǎn)生，其局部對(duì)流傳熱系數(shù)發(fā)生突變，遠(yuǎn)大于直管段。

（2）當(dāng)管內(nèi)LNG壓力高于臨界壓力時(shí)，壓力越大，出口溫度越高，局部傳熱系數(shù)的峰值越小，而其比定壓熱容也在準(zhǔn)臨界點(diǎn)處達(dá)到峰值，可以看出比定壓熱容對(duì)超臨界流體管內(nèi)傳熱起主導(dǎo)作用。

（3）對(duì)于管內(nèi)超臨界LNG，熱通量越大，局部傳熱系數(shù)的峰值出現(xiàn)越早，峰值過后局部傳熱系數(shù)下降得越快，出現(xiàn)了傳熱惡化的現(xiàn)象。

（4）入口速度的大小關(guān)系到管內(nèi)流動(dòng)的湍動(dòng)程度，入口速度越大，局部傳熱系數(shù)越大，對(duì)流傳熱系數(shù)的峰值出現(xiàn)的位置越靠近出口。增加入口速度是傳熱強(qiáng)化的一種有效途徑。

（5）沿流動(dòng)方向呈上升趨勢，在準(zhǔn)臨界點(diǎn)后趨于平緩，并在彎管處發(fā)生突變。經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式的計(jì)算結(jié)果趨于保守，數(shù)值模擬計(jì)算更精確，可用于優(yōu)化SCV管程的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

符 號(hào) 說 明

C1,C2——模型常量 Gb,Gk——分別為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能和由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能 Prk,Prε——分別為k方程和ε方程的湍流Prandtl數(shù) q——局部熱通量，kW·m-2 Tb,Tw——分別為橫截面流體質(zhì)量平均溫度和計(jì)算橫截面處的平均壁溫，K Ut——壁面摩擦速度，m·s-1 y——距壁面垂直距離，m τw——壁面的切應(yīng)力，MPa 下角標(biāo) b——主流體 k——湍流動(dòng)能 w——內(nèi)壁面

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Numerical simulation on heat transfer of supercritical LNG in coil tubes of submerged combustion vaporizer

ZHANG Kang, HAN Changliang, REN Jingjie, ZHOU Yihui, BI Mingshu

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

Submerged combustion vaporizer (SCV) is widely used in LNG receiving terminals.temperature. Due to the secondary flow, the coefficient of local heat transfer increases abruptly. In the range of operational pressure, the maximum of local heat transfer coefficient decreases with increasing tube-side pressure. As the heat flux increases, the maximum of local heat transfer coefficient increases and appears earlier, and drops faster after the maximum. Higher heat flux deteriorates the heat transfer. The maximum of local heat transfer coefficient increases and appears later as the inlet velocity increases. The numerical simulation study provides scientific guidance to the design of SCV.

surpercritical fluid; LNG; SCV; numerical simulation; heat transfer; coil tubes

2015-03-31.

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

10.11949/j.issn.0438-1157.20150403

supported by the National Natural Science Foundation of China (51176022).

TE 088

A

0438—1157（2015）12—4788—08

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51176022）。

2015-03-31收到初稿，2015-07-16收到修改稿。

聯(lián)系人：畢明樹。第一作者：張康（1990—），男，碩士研究生。