齊超，王博杰，易沖沖，匡以武，王文，許佳偉，黃宇

（1上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海200240；2中海石油氣電集團(tuán)有限責(zé)任公司，北京100027）

引 言

LNG浸沒燃燒式氣化器 （SCV）是以消耗自身燃料為熱源的LNG氣化裝置。相較于其他幾種類型氣化器：開架式氣化器 （ORV）、中間介質(zhì)式汽化器 （IFV）以及空溫式氣化器 （AAV）等，SCV具有熱量輸送量大、占地面積適中、初期投資小以及快速啟動(dòng)等特點(diǎn)。雖然運(yùn)行成本較高，一般不作為基本負(fù)荷型汽化器；但由于其快速啟動(dòng)、結(jié)構(gòu)緊湊等顯著優(yōu)勢(shì)，大量裝備在氣化站用于調(diào)峰和緊急使用［1－5］。

圖1是一種典型的浸沒燃燒式氣化器結(jié)構(gòu)圖。主要包括水浴池、燃燒器、鼓風(fēng)機(jī)、煙氣噴射管、圍堰、換熱管束、煙囪等。燃?xì)庠谌紵鲀?nèi)燃燒，高溫的煙氣通過下排氣管排入水浴池中，使水浴高度湍動(dòng)。換熱管內(nèi)的LNG與管外高度湍動(dòng)的水充分換熱，從而使LNG加熱、氣化。由于水浴池中高速煙氣與水浴直接接觸換熱，水浴池湍動(dòng)劇烈，因此管外傳熱系數(shù)很高，水浴溫度均勻。

目前國(guó)內(nèi)對(duì)SCV的傳熱性能研究還不是很多。于國(guó)杰［6］對(duì)浸沒燃燒式氣化器的CFD模擬進(jìn)行了研究，討論了煙氣流量、煙氣噴射Reynolds數(shù)、加熱管間距等對(duì)水浴平均速度、平均湍動(dòng)能以及管內(nèi)LNG溫升曲線等參數(shù)的影響；畢明樹等［7］對(duì)SCV進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，分析了管內(nèi)氣阻成因、討論了加熱管傾角和加熱管直徑對(duì)出口含氣率的影響；孫海峰等［8］也對(duì)采用間接加熱方式 （加裝管束）類型的加熱器的換熱過程進(jìn)行了理論分析，以傳熱量與功耗比值為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)給出了最優(yōu)水浴沖刷速度。然而上述研究都建立在CFD的基礎(chǔ)上，工作量和計(jì)算量較大，模擬對(duì)象往往是小型氣化器和加熱器；而且在結(jié)構(gòu)變化時(shí)需要重新繪制網(wǎng)格，通用性不易實(shí)現(xiàn)。

本文建立了SCV單管的傳熱計(jì)算模型，對(duì)內(nèi)部傳熱的過程進(jìn)行數(shù)值模擬；對(duì)不同工況下SCV的運(yùn)行特性 （水浴溫度等）進(jìn)行分析；根據(jù)計(jì)算結(jié)果提出了加裝管內(nèi)擾流裝置以強(qiáng)化換熱，降低水浴溫度、減小換熱面積的優(yōu)化方案。

1 傳熱計(jì)算模型

1.1 模型簡(jiǎn)化及傳熱過程分析

為了建立SCV的傳熱計(jì)算模型，簡(jiǎn)化氣化器的結(jié)構(gòu)，忽略燃燒器、燃燒室和鼓風(fēng)機(jī)等部分，建立如圖2所示的簡(jiǎn)化模型。

實(shí)際運(yùn)行中，根據(jù)LNG入口參數(shù)及NG出口溫度要求，分配一部分氣化后的NG （1.5%左右）作為燃料，經(jīng)處理后噴入燃燒器，燃燒后的高溫?zé)煔鈴乃〕氐撞可淞餍】走M(jìn)入水中，水浴池中的水被煙氣加熱，湍動(dòng)的水浴再通過換熱管加熱管內(nèi)的流體。LNG從下部入口流入加熱管內(nèi)，在管內(nèi)被加熱氣化，氣化后的NG被加熱到要求溫度后從加熱管上部出口流出。

由于加熱管長(zhǎng)徑比很大，簡(jiǎn)化為一維傳熱模型；由于高速煙氣與水直接接觸換熱，且出口煙氣溫度基本和水浴溫度相當(dāng)，而在高湍動(dòng)的水浴池內(nèi)部整個(gè)空間內(nèi)溫度基本均勻，因此可以認(rèn)為煙氣與水浴池的水的換熱是理想的，煙氣將所有熱量都傳遞給了水??；加熱管與煙水混合物的換熱過程可以簡(jiǎn)化為換熱管與流速均勻的恒溫水浴的換熱過程，文獻(xiàn) ［6－7］的結(jié)果也表明了水浴池內(nèi)溫度、速度分布的一致性。綜上，進(jìn)行以下簡(jiǎn)化假設(shè)：（1）水浴池內(nèi)溫度均勻；（2）水浴池內(nèi)沖刷傳熱管速度相同；（3）忽略軸向?qū)?；?）假設(shè)管內(nèi)外污垢沿管長(zhǎng)分布一致；（5）天然氣物性用甲烷物性替代。

圖1 浸沒燃燒式氣化器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Structure schematic of SCV

圖2 SCV簡(jiǎn)化傳熱模型Fig.2 Structure schematic of heat transfer model

1.2 傳熱模型及控制方程組

沿管長(zhǎng)將換熱管劃分為若干換熱微元，通過對(duì)每個(gè)微元段內(nèi)的傳熱和熱平衡計(jì)算，得到這一個(gè)微元段內(nèi)的管壁溫度、出口溫度等參數(shù)，而這一微元段的出口參數(shù)即作為下一微元段的入口參數(shù)，恒溫的水浴作為微元段的邊界條件，依次計(jì)算每個(gè)傳熱微元段，直到NG出口，這樣就得到了整個(gè)傳熱管的溫升曲線等參數(shù)，完成整個(gè)換熱計(jì)算。圖3所示的是微元段內(nèi)的傳熱過程，對(duì)應(yīng)的傳熱方程和熱平衡方程組如式 （1）～式 （5）所示。

圖3 微元段傳熱過程Fig.3 Heat transfer process

式 （1）為管外傳熱方程，其中，αout（i）為微元段管外對(duì)流傳熱系數(shù)；ζout為管外污垢熱阻；δ為管壁厚度；λ為管壁熱導(dǎo)率；Do為換熱管外徑；Tout（i）為微元段管外水浴溫度；Tw（i）為微元段管壁溫度；δl為微元段長(zhǎng)度。

式 （2）為管內(nèi)傳熱方程，其中，αin（i）為微元段管內(nèi)傳熱系數(shù)；Di為換熱管內(nèi)徑；ζin為管內(nèi)污垢熱阻；Tin（i）為微元段內(nèi)LNG溫度。

根據(jù)熱量平衡，可以得到如下方程

補(bǔ)充方程

式中，˙min表示管內(nèi)流體質(zhì)量流量，（i）為微元段入口處LNG溫度；（i）為微元段出口處LNG溫度。

上述控制方程組中，未知數(shù)一共有5個(gè)：管壁溫度Tw（i）；管外換熱量Q1；管內(nèi)換熱量Q2；微元段NG出口溫度（i）；微元段 NG平均溫度Tin（i）；方程數(shù)也為5個(gè)，封閉可解。

1.3 整體計(jì)算流程

沿管長(zhǎng)將換熱管換分為若干換熱微元，通過對(duì)每一微元段的計(jì)算進(jìn)行整體計(jì)算。首先假設(shè)水浴溫度，從LNG入口開始，計(jì)算每一微元的換熱量、溫升，一直計(jì)算到NG出口，如果計(jì)算得到的NG出口溫度與給定值相同，則計(jì)算結(jié)束，否則改變水浴溫度進(jìn)行下一輪迭代計(jì)算。計(jì)算流程圖如圖4所示。

1.4 傳熱關(guān)聯(lián)式的確定

整個(gè)傳熱過程包括：①水浴沖刷換熱管外壁的對(duì)流換熱；②管外壁相關(guān)內(nèi)壁的導(dǎo)熱；③管內(nèi)壁與內(nèi)部流體 （LNG）的對(duì)流換熱。

1.4.1 水浴與管壁的換熱 管外的換熱為均勻溫度、均勻流速的水浴與傳熱管之間的換熱，即流體橫掠單管換熱，選取Churchill－Bernstein關(guān)聯(lián)式進(jìn)行管外對(duì)流傳熱系數(shù)計(jì)算［9］。

定性溫度取壁溫與水浴溫度平均值；公式適用范圍Re·Pr＞0.2。

1.4.2 管壁導(dǎo)熱 對(duì)于管外壁向管內(nèi)壁的導(dǎo)熱過程而言，主要熱阻包括管壁熱阻以及管內(nèi)外污垢熱阻。管壁熱阻可以查詢相應(yīng)材料的熱導(dǎo)率獲得；污垢熱阻可以用廠家提供的推薦值或者按照相關(guān)手冊(cè)選?。?0－11］。通過隨后的計(jì)算可以看出，這一部分的熱阻對(duì)整個(gè)傳熱管的傳熱影響很大，因此不能忽略。

圖4 程序流程圖Fig.4 Logical diagram of calculation program

1.4.3 管內(nèi)換熱關(guān)聯(lián)式的確定 實(shí)際SCV運(yùn)行中，管內(nèi)LNG的壓力一般為6.3MPa或者更高，而甲烷的臨界壓力為4.6MPa；在LNG被加熱過程中，溫度從入口110K升高到出口274K，跨越了甲烷的臨界溫度190.56K，因此甲烷從過冷液態(tài)直接轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界狀態(tài)，轉(zhuǎn)變過程中不存在汽化溫度以及明顯氣液相界面。管內(nèi)流動(dòng)換熱系數(shù)的計(jì)算采用修正的Jackson－Hall關(guān)聯(lián)式［12－13］。

式 （7）適用范圍為熱通量Φ＜3MW。其中具體變量的物理意義參照文獻(xiàn) ［13］，這里不再贅述。

2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，本文針對(duì)某一具體SCV機(jī)組，計(jì)算了不同工況下的水浴溫度、熱負(fù)荷等參數(shù)，并與實(shí)際運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行比較。

文獻(xiàn) ［14］中給出了一些SCV的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，將其中給出的結(jié)構(gòu)參數(shù)、LNG流量、進(jìn)口LNG壓力、進(jìn)口LNG溫度以及出口NG溫度代入到本文建立的模型中，計(jì)算得到不同工況下的水浴溫度，并與實(shí)際運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行比較。

圖5 計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of calculated results and field data

圖5所示的是不同工況下，水浴溫度的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行值的比較。不同工況下水浴溫度的計(jì)算誤差在3℃以內(nèi)。最大誤差出現(xiàn)在第11組工況，這是由于此工況條件下，LNG流量較大，各環(huán)節(jié)換熱關(guān)聯(lián)式的誤差也相對(duì)較大。具體工況數(shù)據(jù)參見文獻(xiàn) ［14］。通過對(duì)比可以看出，本文所建立的SCV傳熱管的傳熱計(jì)算模型是準(zhǔn)確的。

3 SCV傳熱管運(yùn)行分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 SCV傳熱管運(yùn)行分析

通過以上建立的SCV單根傳熱管的傳熱計(jì)算模型，對(duì)住友公司生產(chǎn)的某型SCV進(jìn)行性能分析，計(jì)算不同工況下，壓降、水浴溫度等參數(shù)的變化，并分析其原因。

3.1.1 額定工況 計(jì)算在額定工況時(shí)管內(nèi)LNG溫升曲線、壓降曲線、管內(nèi)外傳熱系數(shù)曲線，并分析其成因。額定參數(shù)：LNG入口溫度：110K；入口壓力：6.3MPa；流量：175t·h－1；NG出口溫度：1℃。

圖6 額定工況計(jì)算結(jié)果Fig.6 Results of rated condition

從圖6（a）可以看出，管壁傳熱系數(shù) （熱阻）保持不變；管外水浴對(duì)流傳熱系數(shù)也基本不變；管內(nèi)LNG／NG的對(duì)流傳熱系數(shù)隨著管長(zhǎng)的增大而先提高后降低，這是由于沿著管長(zhǎng)方向LNG溫度逐漸提高，比容增大，流速提高，Re增大，換熱增強(qiáng)；傳熱系數(shù)持續(xù)增大到某一位置 （準(zhǔn)臨界點(diǎn)）時(shí)，比定壓熱容隨溫度增加逐漸減小，而此時(shí)Re的增大對(duì)傳熱系數(shù)的提高作用不及比定壓熱容減小對(duì)傳熱系數(shù)降低的作用，因而傳熱系數(shù)又逐漸降低，呈現(xiàn)出先增大后降低的管內(nèi)傳熱系數(shù)曲線；總傳熱系數(shù)由上述3個(gè)環(huán)節(jié)的傳熱系數(shù)綜合而成，因此呈現(xiàn)出與管內(nèi)傳熱系數(shù)類似的先增大后減小的曲線。

就溫度曲線 ［圖6（b）］而言，管外水浴溫度不隨管長(zhǎng)變化而變化 （整個(gè)水浴池內(nèi)溫度均勻）；管內(nèi)溫度、管壁溫度均沿著管長(zhǎng)方向增大，在某一位置處溫度增加較為緩慢，這是由于對(duì)應(yīng)位置處的比定壓熱容急劇增加所導(dǎo)致的。在整個(gè)管長(zhǎng)范圍內(nèi)，管壁與管內(nèi)流體的溫差和水浴與管壁的溫差之間的關(guān)系也是與管內(nèi)、外傳熱系數(shù)的變化對(duì)應(yīng)的，溫度較低時(shí)管壁溫度逐漸接近管內(nèi)流體溫度；準(zhǔn)臨界點(diǎn)過后，隨著管內(nèi)溫度增加，管內(nèi)傳熱系數(shù)減小，管壁溫度又逐漸靠近管外水浴溫度。

圖6（c）所示的是管內(nèi)工質(zhì)沿管長(zhǎng)的壓降曲線。初期LNG溫度較低，比容較小，Re較小，因而壓降較?。谎刂荛L(zhǎng)方向，隨著LNG溫度的升高、比容減小，壓降迅速增大。由于是光管，整個(gè)進(jìn)出、口壓降較小，約為50kPa。

3.1.2 變工況性能分析 水浴溫度是SCV運(yùn)行狀況的重要指標(biāo)。穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的水浴溫度是一個(gè)自平衡參數(shù)，實(shí)際運(yùn)行中需要保持在10～40℃以內(nèi)。過高的水浴溫度會(huì)導(dǎo)致排煙熱損失增加、加速加熱管等金屬構(gòu)件的腐蝕；而過低的水浴溫度可能會(huì)導(dǎo)致水浴池內(nèi)部分區(qū)域結(jié)冰，導(dǎo)致傳熱惡化。因此以下就以水浴溫度為指標(biāo)，分析評(píng)價(jià)SCV在變工況條件下的工作狀況。計(jì)算機(jī)組在額定工況下的水浴溫度為30.0℃。

考慮到實(shí)際運(yùn)行中可能出現(xiàn)的工況變化，計(jì)算如下4種變工況條件：負(fù)荷 （LNG流量）變化、LNG入口溫度變化、LNG入口壓力變化以及加熱管污垢熱阻變化時(shí)的水浴溫度變化。

圖7（a）所示的是不同負(fù)荷下水浴溫度的計(jì)算結(jié)果。保持其余參數(shù)不變，LNG流量變化范圍為10%～110%額定流量。負(fù)荷增大時(shí)，管內(nèi)LNG流速增大，相應(yīng)的管內(nèi)傳熱系數(shù)增大；同樣地，煙氣量也和負(fù)荷呈正相關(guān)，負(fù)荷提高煙氣量增大，管外煙氣速度提高，水浴沖刷速度增大，導(dǎo)致管外傳熱系數(shù)增大；因此整體傳熱系數(shù)提高。然而傳熱系數(shù)的提高不能滿足持續(xù)增大的熱負(fù)荷要求，因此需要提高水浴溫度，增大換熱能力，滿足換熱要求。從而出現(xiàn)了水浴溫度隨負(fù)荷增大而增大的曲線。

圖7（b）所示的是不同LNG入口溫度下水浴溫度的計(jì)算結(jié)果。保持其余參數(shù)不變，LNG入口溫度變化范圍為100～250K。其余參數(shù)保持不變時(shí)，換熱量即熱負(fù)荷隨著LNG入口溫度的增加而線性減?。浑m然熱負(fù)荷減小即煙氣量減少時(shí)管外傳熱系數(shù)也有所減小，但管內(nèi)、管壁傳熱系數(shù)基本不變，因而總傳熱系數(shù)變化不大；因此換熱溫差總體呈減小趨勢(shì)，最終導(dǎo)致水浴溫度降低。

圖7（c）所示的是水浴溫度隨LNG入口壓力的變化曲線。保持其余參數(shù)不變，LNG入口壓力變化范圍為5～10MPa。當(dāng)其余參數(shù)保持不變時(shí)，壓力的變化對(duì)天然氣焓升即換熱量的影響較小，且對(duì)總換熱系數(shù)的影響不大，因此換熱溫差基本保持不變，從而出現(xiàn)了幾近平直的水浴溫度變化曲線。

按照文獻(xiàn) ［11］推薦的范圍，管內(nèi)外的污垢熱阻均為0.000086m2·K·W－1。實(shí)際運(yùn)行中，污垢熱阻隨著工作時(shí)間、水浴凈化條件變化而變化。計(jì)算污垢熱阻變化范圍為0～0.0003m2·K·W－1。從圖7（d）可以看出，隨著污垢熱阻的增大，整體傳熱系數(shù)降低，導(dǎo)致水浴溫度升高。實(shí)際SCV運(yùn)行時(shí)，一般要求水浴溫度在50℃以下，一方面水浴溫度過高會(huì)導(dǎo)致煙氣與水混合物對(duì)加熱管侵蝕增強(qiáng)；另一方面過高的水浴溫度會(huì)導(dǎo)致過高的排煙溫度，帶來較大的熱損失。從以上計(jì)算可以看出管壁污垢熱阻對(duì)水浴溫度的影響是很大的，因此需要注意水浴的水質(zhì)凈化并且及時(shí)清理傳熱管壁面污垢。

3.2 SCV傳熱管優(yōu)化設(shè)計(jì)

為了在控制水浴溫度基礎(chǔ)上進(jìn)一步提高熱負(fù)荷，或在保持熱負(fù)荷不變的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步降低水浴溫度、減小熱損失及對(duì)加熱管的腐蝕，需要優(yōu)化系統(tǒng)的換熱性能。在SCV整體結(jié)構(gòu)保持不變的基礎(chǔ)上，考慮通過管內(nèi)、外傳熱強(qiáng)化以優(yōu)化系統(tǒng)換熱性能。額定工況的計(jì)算結(jié)果表明，整個(gè)管長(zhǎng)范圍內(nèi)，管內(nèi)換熱相對(duì)弱于管外換熱，管內(nèi)換熱是整個(gè)傳熱過程的瓶頸環(huán)節(jié)；而且到管內(nèi)不存在煙水混合物的腐蝕，管內(nèi)強(qiáng)化較管外強(qiáng)化更為實(shí)際，因此作者認(rèn)為可以采用管內(nèi)強(qiáng)化措施以優(yōu)化系統(tǒng)換熱性能。

目前常用的管內(nèi)強(qiáng)化傳熱措施很多，如使用內(nèi)肋管、螺旋螺紋管、插入管內(nèi)擾流裝置等。插入管內(nèi)擾流裝置，如紐帶、螺旋線圈以及繞花絲等一般可使傳熱系數(shù)提高到光管的1.5～3倍，且加工安裝較為方便［15－16］，本文就以增加管內(nèi)擾流裝置為例，在保證熱負(fù)荷 （即NG出口溫度）的條件下，計(jì)算分析不同管內(nèi)強(qiáng)化系數(shù)時(shí)水浴溫度和傳熱管的長(zhǎng)度變化。

圖7 變工況條件對(duì)水浴溫度的影響Fig.7 Influence of operating parameters to water bath temperature

圖8所示的是熱負(fù)荷不變條件下，不同強(qiáng)化系數(shù)下的水浴溫度和所需傳熱管長(zhǎng) （換熱面積）的變化曲線。強(qiáng)化系數(shù)定義為強(qiáng)化后管內(nèi)傳熱系數(shù)與強(qiáng)化前的管內(nèi)傳熱系數(shù)的比值。顯然，由于總傳熱系數(shù)隨著管內(nèi)強(qiáng)化系數(shù)的增大而增大，在傳熱管長(zhǎng)度不變的條件下，水浴溫度逐漸降低；在水浴溫度保持不變的條件下，所需的換熱面積減小，即換熱管長(zhǎng)度減小。隨著強(qiáng)化系數(shù)的增大，管長(zhǎng) （換熱面積）的減小幅度也越來越小，同時(shí)壓損也逐漸增大，因此要權(quán)衡選擇合適的強(qiáng)化方式。當(dāng)強(qiáng)化系數(shù)為3.0時(shí)，水浴溫度為15.2℃，降低了14.8℃；所需換熱管長(zhǎng)度為28.2m，與原長(zhǎng)度 （35m）相比減少了23%。

圖8 管內(nèi)傳熱強(qiáng)化系數(shù)對(duì)水浴溫度和管長(zhǎng)的影響Fig.8 Influence of inside heat transfer enhancement coefficient to water bath temperature and tube length

4 結(jié) 論

本文建立了浸沒燃燒式氣化器 （SCV）的傳熱管的傳熱計(jì)算模型，選取了各環(huán)節(jié)換熱關(guān)聯(lián)式，給出了計(jì)算流程，并通過實(shí)際的運(yùn)行參數(shù)驗(yàn)證了所建模型的準(zhǔn)確性。文中建立的模型計(jì)算過程簡(jiǎn)捷、結(jié)果可靠；對(duì)于不同型號(hào)、不同參數(shù)的SCV只需在原模型上修改相應(yīng)的幾何參數(shù)和進(jìn)出口參數(shù)即可，通用性較好；對(duì)于其他類型氣化器，如開架式氣化器 （ORV／SuperORV）、中間介質(zhì)式汽化器 （IFV）等，通過改變結(jié)構(gòu)參數(shù)、邊界條件、傳熱關(guān)聯(lián)式等，本模型也可以方便地移植到其他類型氣化器的計(jì)算，甚至可以構(gòu)建一個(gè)統(tǒng)一的LNG氣化器計(jì)算平臺(tái)，這部分工作已經(jīng)展開，并且取得了一定進(jìn)展。

通過本文的工作可以得出以下結(jié)論。

（1）水浴溫度是SCV運(yùn)行中非常重要的參數(shù)，為了避免腐蝕加速、排煙損失過大或者局部結(jié)冰危險(xiǎn)，需要將水浴溫度控制在合理范圍內(nèi)。

（2）水浴溫度隨著LNG流量的增加而升高、隨著LNG入口溫度的升高而降低，LNG入口壓力對(duì)水浴溫度的影響較小。

（3）加熱管管壁污垢熱阻對(duì)水浴溫度的影響較大，水浴溫度隨著污垢熱阻的增大而顯著升高。實(shí)際運(yùn)行中需要對(duì)加熱管定期清洗，避免出現(xiàn)過高的水浴溫度。

（4）通過增加管內(nèi)傳熱強(qiáng)化措施可以有效地降低水浴溫度、減小換熱管長(zhǎng)度。當(dāng)強(qiáng)化系數(shù)為3.0時(shí)，可在原結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上將水浴溫度降低14.8℃；或保持水浴溫度不變的基礎(chǔ)上，減少23%的換熱面積。

符 號(hào) 說 明

cp——比定壓熱容，kJ·kg－1·K－1

Di，Do——分別為加熱管內(nèi)、外直徑，m

h——比焓，kJ·kg－1

k——傳熱系數(shù)，W·m－2·K－1

L0——加熱管長(zhǎng)度，m

m——LNG流量，kg·s－1

Nu——Nusselt數(shù)

Pr——Prandtl數(shù)

Q——熱負(fù)荷，kW

Re——Reynolds數(shù)

T——溫度，K

α——對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m－2·K－1

ρ——密度，kg·m－3

δ——加熱管壁厚，m

λ——熱導(dǎo)率，W·m－1·K－1

ζ——污垢熱阻，m2·K·W－1

下角標(biāo)

b——平均值

in——管內(nèi)

out——管外

1——微元段入口

2——微元段出口

［1］ Gu Anzhong （顧 安忠），Lu Xuesheng （魯 學(xué) 生），Wang Rongshun（汪榮順），Shi Yumei（石玉美），Lin Wensheng（林文勝）.Liquefied Natural Gas Technology（液化天然氣技術(shù)）［M］.Beijing：China Machine Press，2004：160－170.

［2］ Norihiro Hisada，Masaru Sekiguchi.Design and analysis of open rack LNG vaporizer／／Design and Analysis of Pressure Vessels，Heat Exchangers，and Piping Components ［C］.San Diego，California USA，2004.

［3］ Morimoto N，Yamamoto S，Yamasaki Y，etal.Development and practical application of a high performance openrack LNG vaporizer （SuperORV）／／Proc.of 22nd world gas conference ［C］.Tokyo，2003.

［4］ Jin T，Wang M，Tang K.Simulation and performance analysis of a heat transfer tube in Super ORV ［J］.Cryogenics.2014，61：127－132.

［5］ Pu Liang，Qu Zhiguo，Bai Yuheng，Qi Di，Song Kun，Yi Peng.Thermal performance analysis of intermediate fluid vaporizer for liquefied natural gas ［J］.AppliedThermal Engineering，2014，65：564－574.

［6］ Yu Guojie （于國(guó)杰）.Numerical simulation of LNG submerged－combustion vaporizer ［D］.Dalian：Dalian University of Technology，2009.

［7］ Bi Mingshu（畢明樹），Dou Xinghua （竇興華）.Numerical simulation of LNG submerged－combustion vaporizer ［J］.NaturalGasIndustry（天 然 氣 工 業(yè) ），2009，29 （1）：109－110.

［8］ Sun Haifeng （孫海峰），Liu Rong （劉蓉）.Optimization of heating beam tubes running on the submerged combustion heater ［J］.JournalofBeijingUniversityofCivil EngineeringandArchitecture（北京建筑工程學(xué)院學(xué)報(bào)），2013，29 （4）：36－40.

［9］ Churchill S W，Bernstein M.A correlating equation for forced convection from gases and liquids to a circular cylinder in cross flow ［J］.ASMEJ.HeatTransfer，1977，99 （1）：300－306.

［10］ Yang Minghua （楊世銘），Tao Wenquan （陶文 銓）.Heat Transfer （傳熱學(xué)） ［M］.4th ed.Beijing：Higher Education Press，2006：491－494.

［11］ Qian Songwen （錢頌文）.Heat Exchanger Design Handbook（換熱器設(shè)計(jì)手冊(cè)）［M］.Beijing：Chemical Industry Press，2002：103－105.

［12］ Pioro I L，Khartabil H F，Duffey R B.Heat transfer to supercritical fluids flowing in channels－empirical correlations（survey）［J］.NuclearEngineeringandDesign，2004，230（l／2／3）：69－91.

［13］ Hua Yixin，Wang Yazhou，Meng Hua.A numerical study of supercritical forced convective heat transfer ofn－h(huán)eptane inside a horizontal miniature tube ［J］.J.Supercritical Fluids，2010，52：36－46.

［14］ Zhuang Fang （莊芳），Zhao Shiliang （趙世亮）.Calculation of SCV thermal efficiency in Jiangsu LNG receiving terminal［J］.Oil＆GasStorageandTransportation（油 氣 儲(chǔ) 運(yùn)），2012，31 （z1）：17－19.

［15］ Zhang Lin （張琳），Qian Hongwei（錢紅衛(wèi)），Xuan Yimin（宣益民），Yu Xiumin （俞秀民）.3Dnumerical simulation of fluid flow and heat transfer in self－rotating twisted－tapeinserted tube ［J］.JournalofChemicalIndustryand Engineering（China）（化 工 學(xué) 報(bào) ），2005，56 （9）：1633－1638.

［16］ Yang Junlan （楊俊蘭），Ma Yitai（馬一太）.Analysis of heat transfer enhancement performance and its application in tube inserts［J］.PowerEgineering（動(dòng)力工程），2004，24（3）：388－392.