超臨界壓力下浸沒燃燒式氣化器工程設(shè)計方法

于鯤鵬，銀建中

大連理工大學(xué) 化工學(xué)院, 遼寧 大連 116024

天然氣（natural gas，NG）作為一種清潔燃料，具有熱值高、無污染的特點，被廣泛應(yīng)用于化工生產(chǎn)、民用采暖等行業(yè)[1]，經(jīng)過低溫加壓得到的液化天然氣（liquefied natural gas，LNG）體積縮小至氣態(tài)的1/625，適用于海運運輸且回收率較高[2]，接入燃?xì)夤芫W(wǎng)前需進(jìn)行加熱再氣化。接收站常用的氣化器有開架式氣化器（open rack vaporizer，ORV）、中間介質(zhì)氣化器（intermediate fluid vaporizer，IFV）和浸沒燃燒式氣化器（submerged combustion vaporizer，SCV）[3?5]，其中浸沒燃燒式氣化器由于具有熱效率高、啟動迅速等特點，被廣泛應(yīng)用與液化天然氣接收站的應(yīng)急調(diào)峰[6]。

國內(nèi)外學(xué)者對SCV傳熱特性及運行優(yōu)化方法進(jìn)行了廣泛研究，韓國釜慶國立大學(xué)Park與弘益大學(xué)Kim[7]將SCV換熱單元視為多孔介質(zhì)進(jìn)行建模，采用熵最小化的方法對其進(jìn)行優(yōu)化。通過改變翅片密度、翅片厚度或翅片直徑來控制單元的孔隙度和等效顆粒直徑，并對熵產(chǎn)生數(shù)進(jìn)行數(shù)值計算；東京燃?xì)夤綯akafumi與京都大學(xué)Reo等[8]通過冷態(tài)流場數(shù)值模擬和小型SCV燃燒器實驗，在小型SCV燃燒器中引入旋流結(jié)構(gòu)降低了低負(fù)荷時的氮氧化物和一氧化碳的排放，解決了傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)排放大量氮氧化物和一氧化碳的問題，并針對小型SCV的研究成果研制了一種大型SCV燃燒器，對其一氧化氮和一氧化碳的排放特性進(jìn)行了研究；國內(nèi)康鳳立等[9]建立了用于SCV設(shè)計的計算模型，并通過工程實例驗證了模型計算結(jié)果滿足工程需要；齊超等[10]簡化了SCV的計算模型，并研究了不同運行參數(shù)及管內(nèi)傳熱強化措施對SCV傳熱的影響；粘權(quán)鑫等[11]建立了包含燃燒室與煙管的氣化器整體數(shù)值模型，通過對全流程的傳熱模擬為SCV的設(shè)計提供理論參考；李仲珍等[12]研究了超臨界甲烷在豎直管內(nèi)的傳熱特性，得到了不同結(jié)構(gòu)下的傳熱關(guān)聯(lián)式并驗證了采用甲烷替代LNG進(jìn)行傳熱計算的可行性。

在SCV的工程設(shè)計中，管內(nèi)外傳熱模型的選擇對于傳熱系數(shù)的預(yù)測結(jié)果存在差異，進(jìn)而會影響到實際計算得到的總傳熱系數(shù)，由于設(shè)計過程需要將面積裕度控制在合理區(qū)間，本文針對不同工況下各傳熱模型對傳熱面積的預(yù)測情況進(jìn)行了分析，并討論了考慮管壁熱阻的設(shè)計狀態(tài)與清潔狀態(tài)下SCV傳熱性能的差異。

1 傳熱模型

1.1 傳熱結(jié)構(gòu)及分段算法模型

SCV的傳熱結(jié)構(gòu)如圖1所示，與開架式氣化器和中間介質(zhì)氣化器使用海水作為熱源不同，SCV使用天然氣作為熱源，天然氣與助燃空氣在燃燒室內(nèi)混合燃燒，生成的高溫?zé)煔庥傻撞糠植计鬟M(jìn)入水浴池，煙氣劇烈攪動水浴形成管外強制循環(huán)并與水浴發(fā)生換熱，液化天然氣由換熱管下部進(jìn)入，沿?fù)Q熱管被加熱氣化后由上部輸出。

圖1 SCV 傳熱結(jié)構(gòu)

SCV的主要傳熱過程包括高溫?zé)煔庀蛩〉膫鳠?、水浴向換熱管的傳熱和換熱管向管內(nèi)低溫流體的傳熱，由于SCV極高的熱效率，穩(wěn)定運行時高溫?zé)煔猱a(chǎn)生的熱量均能傳遞給管內(nèi)流體，因此可將穩(wěn)定運行時的水浴溫度視為定值；沿管長分段使得每個微段進(jìn)出口溫度在一個小范圍內(nèi)變化，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于水浴與管內(nèi)流體間的溫差，故忽略管內(nèi)流體軸向?qū)?；LNG組分的主要成分為甲烷，故將管內(nèi)LNG組分視為純甲烷計算。根據(jù)以上假設(shè)，簡化后的傳熱結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 傳熱結(jié)構(gòu)簡化模型

1.2 微段計算過程

1.2.1 微段控制方程

為提高模型計算的準(zhǔn)確性，將換熱管沿管程分為數(shù)段，每個微段的傳熱過程如圖3所示，基于熱平衡方程的程序迭代求解過程分為微段溫度場求解與傳熱系數(shù)求解兩部分。

圖3 微段傳熱過程

已知管內(nèi)流體質(zhì)量流量qm和進(jìn)口溫度ti的前提下，通過假設(shè)微段總傳熱系數(shù)Ki與出口溫度ti+1，聯(lián)立熱平衡方程（1）可得到在此Ki下的進(jìn)出口溫度。

式中：Cp為定壓熱容，Ai為微段傳熱面積，Δtmi為微段傳熱溫差。計算完成進(jìn)出口溫度后，假定內(nèi)壁溫twi計算壁溫修正下的管內(nèi)外傳熱系數(shù)，將計算總傳熱系數(shù)與假定總傳熱系數(shù)比較，若滿足收斂條件則迭代結(jié)束，該段的出口參數(shù)作為下一段的入口參數(shù)，否則重新假定傳熱系數(shù)進(jìn)行求解，計算流程如圖4所示。

圖4 模型計算流程

流體在特定溫度壓力下的物性數(shù)據(jù)通過調(diào)用工質(zhì)物性軟件Refprop[13]得到。

管內(nèi)換熱量Qi由式（2）計算得到：

式中：hi為管內(nèi)傳熱系數(shù)；Ai為微段內(nèi)表面積；twi為換熱管內(nèi)壁溫度；td為微段定性溫度，取微段進(jìn)出口溫度的平均值。

管外換熱量Q0由式（3）計算得到：

式中：h0為管外傳熱系數(shù)，tw為水浴溫度，tw0為換熱管外壁溫度。

總傳熱系數(shù)Kc由式（4）計算[14]：

式中：dm取換熱管內(nèi)外徑均值，Rw為管壁熱阻，Ri、R0分別為管內(nèi)外壁污垢熱阻。

1.2.2 管內(nèi)跨臨界強制對流傳熱

換熱管內(nèi)的操作壓力大于LNG臨界壓力4.6 MPa時，管內(nèi)LNG不存在氣液兩相區(qū)[15]，對于無相變段的跨臨界強制對流傳熱，計算模型通過迭代換熱管壁溫得到考慮了近壁面處熱物性修正的管內(nèi)外傳熱系數(shù)，計算模型選取的5種管內(nèi)傳熱模型[16?20]如表1 所示。

表1 跨臨界強制對流傳熱模型

1.2.3 管外兩相流橫掠管束傳熱

管外兩相流橫掠管束傳熱使用Zukauskas[21]傳熱模型計算，即

式中：定性溫度為管束進(jìn)出口流體的平均溫度；Prf定性溫度為管外流體平均溫度；Prw定性溫度為管外壁溫；Ref取管束中最小截面處的流速計算，特征長度為管外徑d0；s1、s2分別為管束的橫向間距與縱向間距。

水浴中大量煙氣的存在使得將管外簡化為純液相計算不能準(zhǔn)確反應(yīng)管外實際傳熱過程，現(xiàn)將管外流體物性參數(shù)分為根據(jù)相態(tài)區(qū)分，兩相的比例關(guān)系通過氣含率α描述，α由式（6）所示的均相流模型[22]進(jìn)行計算，WL、WG分別代表液相與氣相的質(zhì)量流量，模型假設(shè)氣液兩相之間無滑移，即滑速比S=1。氣相物性參數(shù)與煙氣組分有關(guān)可由燃燒與熱平衡計算得到：用作燃料的燃料天然氣與助燃空氣充分混合燃燒，在助燃空氣充足情況下，煙氣組分包括 H2O、CO2、N2及剩余 O2，各組分含量可分別求得：

2 計算結(jié)果

2.1 模型驗證

選取實際運行的SCV氣化器對傳熱模型計算的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗證，該氣化器結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示，每根換熱管管程數(shù)為6，彎頭5處，根據(jù)管內(nèi)LNG流經(jīng)順序?qū)Q熱管編號為直管1~6與彎頭1~5，每管程直管分段數(shù)n1= 40，每管程彎頭分段數(shù)n2= 1，則總分段數(shù)m= 6n1+5n2=245。

表2 SCV 結(jié)構(gòu)及運行參數(shù)（標(biāo)準(zhǔn)工況）

該氣化器4組運行工況條件如表3所示，選擇實際運行工況的天然氣出口溫度與管程壓降作為對比參數(shù)，模型計算值與實際值偏差如圖5所示，工況1的出口溫度偏差最小，為0.24 K，工況3的出口溫度偏差最大，為0.79 K；工況3的壓降偏差最小為 10 kPa，工況 1 的壓降偏差最大為 52 kPa，NG出口溫度與管程壓降偏差均在允許范圍內(nèi)，證明模型計算結(jié)果準(zhǔn)確。

表3 SCV 運行工況

圖5 模型計算結(jié)果驗證

2.2 設(shè)計計算與傳熱分析

2.2.1 標(biāo)準(zhǔn)工況設(shè)計結(jié)果

考慮到SCV在接收站應(yīng)急調(diào)峰中的作用，所設(shè)計的氣化器在一定運行負(fù)荷范圍內(nèi)均應(yīng)保持穩(wěn)定工作，為探究不同管內(nèi)傳熱模型對面積裕度這一參數(shù)的影響，取該SCV的實際換熱面積為設(shè)計面積進(jìn)行計算，換熱管內(nèi)熱阻取 0.000 172 m2?K/W，管外熱阻取 0.000 09 m2?K/W，出口溫度取最低要求277 K進(jìn)行設(shè)計計算。

不同相對負(fù)荷下傳熱模型的計算面積裕度如表4所示。由表4所知，計算面積裕度隨運行負(fù)荷的增大逐漸減小，標(biāo)準(zhǔn)負(fù)荷下模型計算得到該SCV有20%左右的面積裕度，傳熱面積能夠滿足變負(fù)荷下穩(wěn)定運行的要求；當(dāng)相對負(fù)荷增大至最高負(fù)荷時，Gnielinski模型的計算裕度最大為17.78%，Jackson模型的計算裕度最小為10.99%，分段算法下的5種管內(nèi)模型對總傳熱面積的預(yù)測結(jié)果偏差在10%以內(nèi)，相較于其他模型，管內(nèi)選擇Jackson模型的設(shè)計結(jié)果最為保守。

表4 面積裕度結(jié)果對比 %

標(biāo)準(zhǔn)工況下5種管內(nèi)傳熱模型預(yù)測傳熱系數(shù)沿程曲線如圖6所示，由圖可知管內(nèi)傳熱系數(shù)沿程先增大后減小，在擬臨界點附近由于物性參數(shù)的劇烈變化促進(jìn)了傳熱，此處的傳熱系數(shù)出現(xiàn)峰值；管內(nèi)LNG流經(jīng)五處彎頭時處由于產(chǎn)生二次環(huán)流，傳熱能力得到增強，彎頭2、4、6處的折彎半徑小于彎頭1、3，此3處彎頭處的湍流強度較大，傳熱系數(shù)峰值大于另2處彎頭。以臨界溫度作為分界點，模型計算管程液態(tài)段管長9.56 m，超臨界段管長 35.87 m，接近于實際值 10.34 m（高壓液態(tài)段）、35.09 m（超臨界段）[9]，證明計算模型能準(zhǔn)確預(yù)測出現(xiàn)強化傳熱與發(fā)生相態(tài)變化的管程位置。

圖6 管內(nèi)傳熱模型計算結(jié)果

2.2.2 污垢熱阻對傳熱的影響

圖7為考慮內(nèi)外管壁熱阻的設(shè)計溫度與清潔狀態(tài)下的溫度沿程曲線。由圖7可知在管外傳熱溫差的作用下，高溫?zé)煔猱a(chǎn)生的熱量經(jīng)由管壁傳遞至管內(nèi)低溫LNG，管內(nèi)流體溫度沿程不斷上升并逐漸接近水浴溫度，在臨界點附近由于定壓熱容出現(xiàn)峰值，溫度上升幅度變小，內(nèi)外壁溫差最大出現(xiàn)在管進(jìn)口段為89.12 K，最小溫差出現(xiàn)在出口段為5.71 K。由于管內(nèi)流體溫度的影響，壁溫同樣在臨界點附近上升緩慢。彎管處由于二次環(huán)流加劇流體湍流程度，管內(nèi)流體與內(nèi)壁面的傳熱得到強化，彎管處內(nèi)外壁溫下降，管內(nèi)流體溫度略有上升。在臨界點附近，由于定壓熱容存在峰值，此處的溫度的上升速度減慢。內(nèi)外壁溫差最大出現(xiàn)在管道進(jìn)口段58.01 K，最小出現(xiàn)在出口段0.21 K。

圖7 溫度沿程曲線

該氣化器設(shè)計進(jìn)口溫度為115 K，出口溫度為277 K，在設(shè)計中考慮了內(nèi)外管壁的污垢熱阻，保證了氣化器的設(shè)計裕度在10% ~20%。如圖8所示，雖然清潔狀態(tài)下管程各點管內(nèi)流體與水浴間的傳熱溫差有所降低，但總傳熱系數(shù)增大對傳熱的促進(jìn)作用占主導(dǎo)地位，在燃?xì)膺M(jìn)氣量相同的情況下，模型計算NG出口溫度可達(dá)287.5 K，即相比考慮了管壁熱阻的設(shè)計工況，清潔狀態(tài)下的SCV氣化器具有更好的氣化效果。

圖8 總傳熱系數(shù)及傳熱溫差沿程曲線

3 結(jié)論

本文建立了基于管長分段的SCV傳熱計算模型，選取實際工程案例驗證了模型計算的準(zhǔn)確性，應(yīng)用該模型討論了不同管內(nèi)傳熱模型對傳熱設(shè)計的適用情況，并探究了運行負(fù)荷與煙管開孔率對管外傳熱的影響，結(jié)論如下：

1）基于管長分段的傳熱模型考慮了管程當(dāng)?shù)氐奈镄詤?shù)，能夠較為準(zhǔn)確地反映出擬臨界點處物性變化以及彎頭二次環(huán)流對傳熱的強化作用，管內(nèi)5種傳熱模型在SCV最大運行負(fù)荷下的計算面積裕度范圍為10.99%~17.78%，傳熱面積滿足不同運行負(fù)荷的需求，其中管內(nèi)選用Jackson模型的計算結(jié)果最為保守。

2）對考慮熱阻的設(shè)計狀態(tài)與忽略熱阻的清潔狀態(tài)下的SCV傳熱效率進(jìn)行分析表明，清潔狀態(tài)下的SCV比設(shè)計狀態(tài)下有更高的傳熱系數(shù)，雖然傳熱溫差有所降低，但傳熱系數(shù)升高對傳熱的促進(jìn)作用占主導(dǎo)地位，與設(shè)計出口溫度277 K相比，清潔狀態(tài)下的出口溫度為287.5 K，傳熱效率更高。