LNG管內(nèi)強(qiáng)化傳熱技術(shù)

嚴(yán)萬波, 陳 仲, 徐文東, 梁志杰, 高學(xué)農(nóng)

(華南理工大學(xué)化學(xué)與化工學(xué)院傳熱強(qiáng)化與過程節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣東廣州 510640)

低溫強(qiáng)化傳熱技術(shù)作為液化天然氣(LNG)冷能利用的關(guān)鍵環(huán)節(jié),當(dāng)前已有眾多的研究成果。但由于液化天然氣處于溫度較低的條件,研究多采用數(shù)值模擬研究方法[1-4]。而換熱器作為其中最重要的設(shè)備,普遍存在冷能利用率低,冷損失較大的缺點(diǎn)[5],這是制約LNG冷能利用技術(shù)發(fā)展的重要原因。另一方面,換熱器強(qiáng)化傳熱技術(shù)目前存在眾多研究方向,其中對(duì)管道采用強(qiáng)化措施,即用各種高效的傳熱管可顯著地降低能耗[6]。螺旋扁管是一種高效傳熱強(qiáng)化管,近年來得到很大發(fā)展[7]。但目前采用螺旋扁管的研究成果多數(shù)出現(xiàn)在高溫?fù)Q熱場(chǎng)合,在低溫環(huán)節(jié)由于實(shí)驗(yàn)條件較為苛刻而研究較少。筆者利用CFD流體模擬軟件構(gòu)建液態(tài)天然氣在管內(nèi)做無相變對(duì)流換熱的數(shù)學(xué)模型,探討其分別在圓管與螺旋扁管中的換熱效果以及流阻,進(jìn)一步論證螺旋扁管的綜合強(qiáng)化傳熱性能。

1 LNG管內(nèi)對(duì)流換熱過程

LNG冷能利用工藝為LNG釋放冷能氣化的過程,LNG在換熱管內(nèi)流動(dòng)的強(qiáng)制氣化過程如圖1所示,可分為3個(gè)區(qū)域,即液相過冷區(qū)、氣液兩相區(qū)和氣相過熱區(qū)[8]。在液相過冷區(qū)和氣相過熱區(qū)中,LNG與純甲烷氣化的溫度變化趨勢(shì)可認(rèn)為近似相同。但在氣液兩相區(qū)內(nèi)LNG與甲烷的溫度變化趨勢(shì)存在明顯差異,在兩相區(qū)內(nèi)LNG的溫度是變化的。由于LNG實(shí)際上為混合物,其組分沸點(diǎn)各不相同,各組份根據(jù)其氣化溫度的高低先后發(fā)生氣化,此時(shí)換熱管傳遞的熱量除了用于低沸點(diǎn)組分的氣化之外,剩余的皆用于高沸點(diǎn)組分的吸熱升溫,因此在氣液兩相區(qū)里L(fēng)NG的溫度總體是上升的,如實(shí)線所示;而純甲烷由于只有一種組分,在氣液兩相區(qū)里熱量只用于氣化所需的潛熱,如虛線所示,因此在氣液兩相區(qū)里純甲烷的溫度是不變的。總體來說,LNG氣化過程經(jīng)歷了從液態(tài)、混合態(tài)到氣態(tài)的變化,換熱過程的相態(tài)變化機(jī)制較為復(fù)雜。

研究思路是首先構(gòu)建較為簡單的數(shù)學(xué)模型,先利用純液態(tài)甲烷在管內(nèi)做無相變的對(duì)流換熱數(shù)值分析,即為液相過冷區(qū)的對(duì)流換熱過程,進(jìn)一步研究其在螺旋扁管中的傳熱效果和流阻,探索最優(yōu)的數(shù)值分析模型。

圖1 LNG氣化過程示意圖Fig.1 LNG gasification process

2 模擬仿真

利用CFD (計(jì)算流體力學(xué))技術(shù)可對(duì)復(fù)雜流體的傳熱以及流動(dòng)過程進(jìn)行模擬[9],在不同工況中,研究管程液態(tài)天然氣分別在圓管和螺旋扁管下的傳熱和流動(dòng),包括在不同雷諾數(shù)下管程LNG的傳熱研究,得出在不同負(fù)荷區(qū)下的傳熱系數(shù)與摩擦系數(shù),并將二者與經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行對(duì)比分析,比較誤差,確定較為準(zhǔn)確的數(shù)值分析模型。同時(shí)對(duì)流體的流動(dòng)狀態(tài)與軌跡進(jìn)行分析,探討螺旋扁管的強(qiáng)化傳熱機(jī)制以及驗(yàn)證傳熱效果。

2.1 物理模型

螺旋扁管為圓管沿軸向連續(xù)均勻螺旋變形而成,其橫截面為橢圓形或扁圓形。螺旋扁管采用Φ19 mm×1.5 mm光滑圓管加工而成,其參數(shù)為長軸內(nèi)徑19.8 mm,短軸內(nèi)徑9.4 mm,長度800 mm,建立常用導(dǎo)程為300 mm的螺旋扁管模型以及用于對(duì)比的等長圓管模型,管材選用不銹鋼。

2.2 數(shù)學(xué)模型

2.2.1 基本假設(shè)

利用純液態(tài)甲烷在管內(nèi)做無相變的對(duì)流換熱,因此可近似認(rèn)為是單相流體的對(duì)流傳熱;同時(shí)假設(shè)[8]:流體在管內(nèi)發(fā)生的是穩(wěn)態(tài)自然對(duì)流換熱;流體為不可壓縮牛頓型流體,發(fā)生定常流動(dòng);忽略流體流動(dòng)過程的熱效應(yīng),熱損為零;忽略重力和浮升力。

2.2.2 控制方程

基于這些假設(shè),管內(nèi)流體的換熱與流動(dòng)過程均滿足質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量等幾個(gè)控制方程[10-11]。流體在圓管或者螺旋扁管內(nèi)流動(dòng)時(shí)經(jīng)常處于紊流狀態(tài),因此需要選擇合適的紊流特性方程。其中RNGk-ε模型在提高漩渦捕捉精度方面優(yōu)勢(shì)突出,同時(shí)可補(bǔ)充低雷諾數(shù)工況下流體流動(dòng)黏性的計(jì)算公式,這有利于近壁面區(qū)域的處理[12]。因此RNGk-ε模型更適用于螺旋扁管管內(nèi)流體流動(dòng)與換熱的模擬[6],而對(duì)圓管的模擬選用常用的Standard的k-ε模型。

2.3 網(wǎng)格劃分與無關(guān)性驗(yàn)證

在流體軟件中劃分網(wǎng)格,對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行離散處理。網(wǎng)格的細(xì)密程度決定了數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性,但是超過了一定的細(xì)分程度,模型求得的計(jì)算結(jié)果變化基本不大,此時(shí)的解可稱作網(wǎng)格無關(guān)解[13]。以圓管為例,檢驗(yàn)計(jì)算模型的網(wǎng)格無關(guān)性。

圖2為進(jìn)口流速為1.72 m/s工況下圓管管內(nèi)傳熱系數(shù)與壓降隨管體網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量(Gr)的變化關(guān)系,其中圓管直徑為19 mm,長為800 mm。由圖2可知,傳熱系數(shù)隨著網(wǎng)格數(shù)量增多而明顯升高,而壓降則明顯降低,但當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過一定值(68×105)后,努塞爾數(shù)(Nu)和壓降逐漸趨向平穩(wěn)。若繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)目,將會(huì)額外浪費(fèi)計(jì)算機(jī)的運(yùn)行資源和求解時(shí)間。因此,在模擬過程中圓管管體網(wǎng)格數(shù)量設(shè)定約為100×104,這保證了計(jì)算結(jié)果的網(wǎng)格無關(guān)性。同理對(duì)于螺旋扁管,其網(wǎng)格的劃分也保證了網(wǎng)格無關(guān)性。同時(shí)Fluent里對(duì)壁面函數(shù)有5種處理方法[14],可應(yīng)對(duì)不同雷諾數(shù)的工況,高雷諾數(shù)選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),網(wǎng)格無需加密,保證Y+>30;低雷諾數(shù)時(shí)選用增強(qiáng)壁面函數(shù),考慮邊界層對(duì)流動(dòng)的影響,網(wǎng)格需加密,保證Y+<5。

圖2 圓管管內(nèi)流速為1.72 m/s時(shí)對(duì)流傳熱的 Nu數(shù)與壓降隨網(wǎng)格數(shù)量變化關(guān)系Fig.2 Changes of Nusselt number and pressure drop with grid number at velocity of 1.72 m/s in pipe

2.4 邊界條件與計(jì)算設(shè)置

以LNG作為傳熱介質(zhì),同時(shí)恒定其物性,設(shè)定其密度為426 kg/m3,定壓比熱容為3.349 kJ/(kg·K),熱導(dǎo)率為0.186 2 W/(m·K),黏度為0.108 mPa·s。換熱管進(jìn)口定義為速度進(jìn)口邊界,出口為自然流出;采用無滑移壁面條件,換熱管壁定義為恒壁溫邊界,為使管內(nèi)LNG充分換熱,保證足夠的換熱溫差,定義壁面溫度為161 K。同時(shí),壓力與速度的解耦設(shè)定為SIMPLE算法計(jì)算,動(dòng)量和能量等方程的離散則設(shè)定為QUICK格式計(jì)算。定義收斂條件為誤差的絕對(duì)值小于1×10-5。

3 管內(nèi)流動(dòng)及傳熱模擬結(jié)果分析

3.1 數(shù)值計(jì)算結(jié)果的處理方法及可靠性驗(yàn)證

3.1.1 計(jì)算結(jié)果處理方法

螺旋扁管入口段有強(qiáng)化傳熱的作用,可參考文獻(xiàn)[15]中介紹的方法,延長螺旋扁管前后段的長度。螺旋扁管進(jìn)口端和出口端各延長了200 mm,即規(guī)格為長軸19.8 mm,短軸9.4 mm,管的長度取1 200 mm,導(dǎo)程300 mm。最終的傳熱系數(shù)和壓降數(shù)據(jù)取中間800 mm長的螺旋管段的作為計(jì)算依據(jù)。

3.1.2 計(jì)算方法與結(jié)果的可靠性驗(yàn)證

為了檢驗(yàn)計(jì)算方法及其結(jié)果的準(zhǔn)確性,需要計(jì)算出圓管及螺旋管管內(nèi)對(duì)流傳熱系數(shù)與流體壓降,并將其計(jì)算值與理論公式的計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比。

對(duì)于傳熱系數(shù),將層流工況下的計(jì)算結(jié)果與Sieder-Tate公式[16-17]的進(jìn)行對(duì)比,過渡流及湍流工況下的計(jì)算值與Gnielinski公式[18]的進(jìn)行對(duì)比,對(duì)比結(jié)果如圖3所示。圓管內(nèi)湍流段模擬值與計(jì)算值較為吻合,Nu平均偏差為6.42%,過渡流段Nu平均偏差增大至19.40%,層流段Nu平均偏差則為16.24%;而螺旋管內(nèi)模擬值與計(jì)算值吻合程度的趨勢(shì)與圓管的類似,其中層流段、過渡流段、湍流段的Nu平均偏差分別為2.68%、27.64%、5.07%。

圖3 圓管及螺旋管管內(nèi)Nu數(shù)計(jì)算值與理論值對(duì)比Fig.3 Comparison of friction Nusselt numbers between simulated and the theoretic model

對(duì)于摩擦系數(shù),層流工況下由Daracy公式計(jì)算;而過渡流及湍流工況下由Petukhov公式[19]計(jì)算,最后根據(jù)范寧公式[20]算出管內(nèi)壓降,進(jìn)行對(duì)比,如圖4所示。比較結(jié)果顯示,同樣在湍流段模擬值與計(jì)算值吻合得較好,其中圓管及螺旋管內(nèi)的壓降平均偏差分別為2.32%和1.89%,隨著雷諾數(shù)減小,壓降平均偏差越來越大,在過渡流為17.78%和13.78%,在層流為21.19 %和9.96%。因?yàn)榱黧w模擬過程是單相流體LNG在恒物性狀態(tài)下的換熱過程,工況較為理想,而以上經(jīng)驗(yàn)公式來源于實(shí)際的流體流動(dòng)過程,所以上述偏差仍在可接受范圍之內(nèi)。

圓管及螺旋管管內(nèi)傳熱系數(shù)及壓降與理論值的比較說明所釆用計(jì)算模型與計(jì)算方法的可靠性,可采用該模型進(jìn)行進(jìn)一步的模擬。

3.2 換熱管內(nèi)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)分析

通過fluent求解器數(shù)值計(jì)算可得到相同流速下圓管、螺旋扁管管內(nèi)流體的流動(dòng)軌跡,螺旋扁管管內(nèi)流體的流動(dòng)軌跡呈螺旋狀流動(dòng),而普通圓管內(nèi)流體流動(dòng)軌跡則為流線平行于軸線。張杏祥[21]認(rèn)為螺旋扁管里的螺旋狀流動(dòng)一方面增強(qiáng)了管內(nèi)流體的紊流程度,另一方面使得流體產(chǎn)生垂直于主流方向的分速度,誘發(fā)縱向渦產(chǎn)生,這意味著換熱管內(nèi)流體在垂直于主流方向上有較好的混合,沖擊減薄了換熱管壁面的傳熱邊界層,造成管壁處的溫度梯度變大,所以使管內(nèi)流體的傳熱獲得了強(qiáng)化。另外黃軍等[22]認(rèn)為管內(nèi)縱向渦增強(qiáng)了速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)二者之間的協(xié)調(diào)程度,并大幅度促進(jìn)流體傳熱過程。

圖4 圓管及螺旋管管內(nèi)壓降計(jì)算值與理論值對(duì)比Fig.4 Comparison of pressure drop between simulated and theoretic model

圖5、6是不同雷諾數(shù)Re下螺旋扁管的橫截面上速度和縱向渦量云圖。由圖可見,層流段螺旋扁管管內(nèi)流體分布較為均勻,速度很小,且未發(fā)現(xiàn)明顯的橫向流動(dòng)趨勢(shì),但隨主流速度增大,螺旋扁管內(nèi)產(chǎn)生了橫向流動(dòng),平面上的渦流速度也隨之增大,橫向流動(dòng)在橢圓截面長軸附近更為強(qiáng)烈,這種流動(dòng)被稱為縱向渦。

圖5 螺旋扁管管內(nèi)橫截面上的速度分布云圖Fig.5 Distribution of plane velocity on cross section of spiral flat tube

圖6 螺旋扁管管內(nèi)橫截面上的縱向渦量云圖Fig.6 Cloud map ofz-vorticity on cross section of spiral flat tub

由于管內(nèi)縱向渦存在,使螺旋扁管內(nèi)流體的溫度分布也發(fā)生了影響。圖7、8是圓管、螺旋扁管在相同雷諾數(shù)下,換熱管出口截面上溫度的分布云圖。文獻(xiàn)[6]中認(rèn)為由于縱向渦產(chǎn)生,截面上出現(xiàn)了受速度場(chǎng)影響的兩個(gè)區(qū)域,即沖擊壁面速度分量的區(qū)域與離開壁面速度分量的區(qū)域,在這兩個(gè)區(qū)域內(nèi)能量傳遞發(fā)生了變化,因而螺旋扁管相對(duì)于普通的圓管而言,其等溫線形狀存在較大差異。這種差異體現(xiàn)在不同雷諾數(shù)下圓管的等溫線始終呈現(xiàn)為近似同心圓的形狀,而螺旋扁管橫截面上則呈現(xiàn)為不規(guī)則橢圓形狀的等溫線。

此外與圓管相比,螺旋扁管內(nèi)流體的溫度場(chǎng)更加均勻,且平均溫度更低,圓管的管內(nèi)平均溫度根據(jù)雷諾數(shù)分別為133.68 、126.36 和120.84 K,而螺旋扁管內(nèi)的則為142.63、134.66和126.61 K,這也表明螺旋扁管內(nèi)介質(zhì)被加熱的效果更好,流體的傳熱效率得到了提升。

圖7 圓管內(nèi)溫度分布Fig.7 Temperature distribution in circular tube

圖8 螺旋扁管內(nèi)溫度分布Fig.8 Temperature distribution in spiral flat tube

3.3 換熱管內(nèi)傳熱與流阻性能結(jié)果分析

3.3.1 換熱管內(nèi)換熱性能

圖9為圓管與螺旋扁管管內(nèi)努塞爾數(shù)變化曲線。

圖9 管內(nèi)Nu數(shù)變化Fig.9 Change ofNuin tube

由圖9可知,LNG于圓管和螺旋扁管內(nèi)的努塞爾系數(shù)Nu和流體雷諾數(shù)Re呈正相關(guān)關(guān)系。螺旋扁管的使用提高了管內(nèi)換熱效率,當(dāng)螺旋扁管內(nèi)Re為108 580,對(duì)應(yīng)的努塞爾數(shù)Nu高達(dá)456.64,而圓管內(nèi)為348.12。

為了較直觀的對(duì)比圓管和螺旋扁管內(nèi)的努塞爾系數(shù),定義傳熱倍數(shù)為螺旋扁管與圓管的努塞爾系數(shù)之比,并用Nu′表示,作出圖10。

圖10 強(qiáng)化傳熱倍數(shù)變化Fig.10 Change of heat transfer enhancement coefficient

由圖10可知,傳熱倍數(shù)Nu′均大于1.0,表明使用螺旋扁管有強(qiáng)化換熱的效果。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn),層流與過渡流段,當(dāng)Nu增加時(shí),傳熱倍數(shù)也隨之增大,當(dāng)Re=8 220時(shí),傳熱倍數(shù)Nu′增加到峰值,為1.50;之后傳熱倍數(shù)Nu′隨著流體雷諾數(shù)增加反而減小,并在湍流段穩(wěn)定在1.30左右。

3.3.2 換熱管內(nèi)流阻性能

螺旋扁管的使用提高了換熱效率,但同時(shí)也帶來了壓損升高的問題。圖11為管內(nèi)壓降變化。由圖11可以發(fā)現(xiàn),螺旋扁管的壓降與流體雷諾數(shù)呈正相關(guān)關(guān)系。當(dāng)管內(nèi)流速為2.37 m/s時(shí),即此時(shí)雷諾數(shù)為108 580,對(duì)應(yīng)的管道內(nèi)壓降高達(dá)1 392.09 Pa。

圖11 管內(nèi)壓降變化Fig.11 Change of pressure drop

定義壓降倍數(shù)為螺旋扁管管內(nèi)壓降與圓管管內(nèi)壓降之比,用字母p′表示,可作出圖12。

圖12 管內(nèi)壓降之比變化Fig.12 Change of ratio of pressure drop

由圖12可知,壓降倍數(shù)p′均大于2.0,說明螺旋扁管的使用在提高傳熱系數(shù)的同時(shí)也帶來了流體壓力損失問題。壓降倍數(shù)p′的變化規(guī)律基本與傳熱倍數(shù)Nu′的變化規(guī)律一致,在雷諾數(shù)為8 220時(shí)壓降系數(shù)達(dá)到峰值,p′為2.57,之后隨著雷諾數(shù)增加基本穩(wěn)定在2.45左右。

3.3.3 綜合評(píng)價(jià)因子

強(qiáng)化管的綜合性能需要結(jié)合換熱效果和流阻兩個(gè)性能來考慮,通過定義綜合評(píng)價(jià)因子η來評(píng)估。η計(jì)算式為

(1)

式中,f為摩察系數(shù)或壓降系數(shù);下標(biāo)o表示光滑圓管。

當(dāng)綜合評(píng)價(jià)因子η大于1時(shí),表明在相同的換熱管輸送功率下,強(qiáng)化換熱管傳遞的熱量大于基準(zhǔn)管的。

圖13 綜合評(píng)價(jià)因子Fig.13 Comprehensive evaluation factor

由式(1)計(jì)算可得,螺旋扁管強(qiáng)化傳熱的綜合評(píng)價(jià)因子如圖13所示。由圖13可知,綜合評(píng)價(jià)因子η,均大于1.0,在雷諾數(shù)為8 220時(shí)達(dá)到最高值,η=1.50,之后隨著雷諾數(shù)增大趨于平緩,由此可知低溫液態(tài)天然氣使用螺旋扁管具有強(qiáng)化傳熱的積極作用。

3.3.4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

結(jié)合國內(nèi)外的研究結(jié)果,其中楊勝等[6]的螺旋形變管對(duì)流傳熱性能實(shí)驗(yàn)較好地對(duì)比了圓管及螺旋管的傳熱性能,故采用該實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

該實(shí)驗(yàn)采用不同尺寸的螺旋管進(jìn)行傳熱實(shí)驗(yàn),并通過式(1)對(duì)其傳熱綜合性能進(jìn)行評(píng)價(jià),如圖14所示。由圖14可發(fā)現(xiàn),在實(shí)驗(yàn)結(jié)果中綜合評(píng)價(jià)因子的變化趨勢(shì)與模擬結(jié)果一致,綜合因子均大于1.0,達(dá)到峰值后隨Re數(shù)逐漸減少,與數(shù)值計(jì)算結(jié)果一致。

圖14 各螺旋管綜合評(píng)價(jià)因子Fig.14 Comprehensive evaluation factor of each spiral tube

4 結(jié) 論

(1)相對(duì)圓管而言,螺旋扁管具有強(qiáng)化傳熱作用,其管內(nèi)流體產(chǎn)生螺旋式流動(dòng),導(dǎo)致縱向渦產(chǎn)生,促使主流區(qū)的流體與管壁附近流體間的動(dòng)量和能量交換。天然氣液相在過渡流段的強(qiáng)化傳熱效果最佳,相比于圓管提高的強(qiáng)化傳熱倍數(shù)最大為1.50。螺旋扁管的使用使換熱效率提高的同時(shí),也提高了管內(nèi)流體流動(dòng)壓損,壓降倍數(shù)變化趨勢(shì)與強(qiáng)化傳熱倍數(shù)一致。

(2)通過定義綜合評(píng)價(jià)因子η綜合考慮強(qiáng)化管換熱效果和流阻兩方面的性能,所得η均大于1.0,螺旋扁管的使用相對(duì)于圓管有強(qiáng)化換熱作用,在過度流段的強(qiáng)化換熱效果最佳。