董文平，任婧杰，韓昌亮，杜丹，畢明樹

?

浸沒燃燒式氣化器換熱管內(nèi)跨臨界液化天然氣的傳熱特性

董文平，任婧杰，韓昌亮，杜丹，畢明樹

（大連理工大學(xué)化工機(jī)械與安全學(xué)院，遼寧大連116024）

浸沒燃燒式氣化器（SCV）換熱熱阻主要存在于換熱管內(nèi)部，研究管內(nèi)跨臨界液化天然氣（LNG）傳熱特性對提高設(shè)備整體的換熱效率具有重要意義。本文建立了能夠描述換熱管內(nèi)跨臨界LNG流動與傳熱過程的數(shù)值計算模型，分析了換熱管內(nèi)LNG的傳熱規(guī)律，獲得了入口速度、入口壓力和壁面熱通量對局部傳熱系數(shù)的影響規(guī)律，提出了適用于預(yù)測管內(nèi)跨臨界LNG傳熱特性的量綱為1關(guān)聯(lián)式。結(jié)果表明，沿著LNG流動方向，局部流體傳熱系數(shù)先增大后減小，且最大值出現(xiàn)在擬臨界溫度附近，超臨界條件下LNG熱物性劇烈變化是引起強(qiáng)化傳熱的主要原因；在一定范圍內(nèi)，提高入口速度可以有效地強(qiáng)化流體傳熱能力，局部流體傳熱系數(shù)的最大值主要取決于入口壓力，增加壁面熱通量會縮短局部流體傳熱系數(shù)達(dá)到最大值所需的時間；提出的量綱為1傳熱關(guān)聯(lián)式平均絕對相對誤差為6.53%，且預(yù)測值落在±25%相對誤差范圍內(nèi)的比例為99.42%。該研究成果可為掌握SCV設(shè)計方法和高效運行技術(shù)提供參考。

浸沒燃燒式氣化器；跨臨界液化天然氣；傳熱；數(shù)值模擬

工程中液化天然氣（LNG）以常壓下111K的條件存儲于LNG低溫儲罐[1]，在向下級供應(yīng)前，需通過氣化器升溫氣化成天然氣（NG）形式。目前LNG接收站中常用的氣化器主要有4種類型：空溫式氣化器（AAV）、開架式氣化器（ORV）、浸沒燃燒式氣化器（SCV）和中間介質(zhì)式氣化器（IFV）[2]。其中，SCV主要由燃燒器、蛇形換熱管束、煙氣分布器、圍堰及箱體等結(jié)構(gòu)組成，如圖1所示。SCV運行時，燃燒器產(chǎn)生的高溫?zé)煔鈴姆植计髦Ч苌系男】滓怨呐菪问接咳胨?，氣泡群引起水浴的劇烈擾動，最終殼程形成了氣液兩相混合物橫掠管束流動與傳熱形式。與此同時，水浴不斷將熱量傳遞給換熱管束內(nèi)的低溫LNG，使其實現(xiàn)升溫氣化過程。由于SCV具有安全可靠、啟動快和換熱效率高等優(yōu)點[3]，已被廣泛應(yīng)用于LNG接收站調(diào)峰系統(tǒng)。然而，國內(nèi)SCV大多是從德國、日本和韓國公司進(jìn)口而 來[4]。因此，研究SCV流體流動與傳熱特性對實現(xiàn)其國產(chǎn)化設(shè)計具有重要意義。

圖1 典型SCV結(jié)構(gòu)示意圖

SCV技術(shù)難點主要有兩方面：①管程跨臨界LNG流動與傳熱；②殼程煙氣-水兩相混合物橫掠管束流動與換熱。本文主要研究SCV換熱管內(nèi)跨臨界LNG的傳熱特性。目前，針對圓管內(nèi)跨臨界LNG的換熱研究并不多見，國內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)多是基于超臨界CO2、H2O及CH4等介質(zhì)展開的。張康[5]、 MENG[6-7]等分別通過數(shù)值模擬方法揭示了換熱圓管內(nèi)跨臨界LNG的壓力場、溫度場和速度場，并分析了不同操作參數(shù)對管內(nèi)流體傳熱能力的影響。齊超等[8]將SCV換熱管簡化為一維模型進(jìn)行了傳熱計算，并分析了壁溫、水浴溫度和傳熱系數(shù)的變化規(guī)律。HAN等[9]比較了不同傳熱關(guān)聯(lián)式對管內(nèi)跨臨界LNG傳熱系數(shù)的預(yù)測情況，指出了Petukhov類關(guān)聯(lián)式能相對較好地預(yù)測管內(nèi)跨臨界LNG傳熱系數(shù)。WANG等[10]對水平微細(xì)圓管內(nèi)超臨界CH4傳熱特性進(jìn)行了研究，并對JACKSON和HALL共同提出的傳熱關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了修正。YAMAMOTO[11]、HE[12]、PANDEY[13]等分別采用不同數(shù)值計算方法研究了超臨界CO2在換熱管內(nèi)流動與傳熱特性。BOVARD等[14]對豎直圓管內(nèi)超臨界CO2和H2O的流動與傳熱過程進(jìn)行了研究，并提出了適用于其研究范圍內(nèi)的傳熱關(guān)聯(lián)式。VINOTH等[15]建立了豎直圓管內(nèi)超臨界H2O流動與傳熱模型，研究了熱通量和質(zhì)量通量對傳熱的影響規(guī)律。

雖然關(guān)于超臨界CO2和H2O的傳熱關(guān)聯(lián)式很多，但目前尚未有能夠預(yù)測SCV管內(nèi)跨臨界LNG傳熱系數(shù)的通用關(guān)聯(lián)式。鑒于此，本文建立實際SCV單根換熱管的三維模型，采用數(shù)值模擬方法對管內(nèi)跨臨界LNG的傳熱特性進(jìn)行研究，分析不同操作參數(shù)對換熱管內(nèi)局部流體傳熱系數(shù)的影響規(guī)律，并提出新的量綱為1傳熱關(guān)聯(lián)式，為掌握SCV設(shè)計方法和高效運行技術(shù)提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型及其求解

1.1 物理模型

LNG臨界溫度為190.7K，臨界壓力為4.55MPa。而工程SCV管程操作壓力一般為5～10MPa，進(jìn)出口溫度為118～274K[16]。因此低溫LNG在換熱管內(nèi)將經(jīng)歷純液態(tài)到超臨界態(tài)的氣化過程。圖2為SCV單根換熱管的物理模型，其中管外徑為32mm，長直管長度1為6898mm，短直管長度2為6308mm，小彎管半徑1為60mm，大彎管半徑2為180mm。

1.2 物性計算

LNG由多種成分組成，各組分的摩爾分?jǐn)?shù)見表1。

圖2 SCV換熱管物理模型

表1 LNG各組分的摩爾分?jǐn)?shù)

本研究采用美國國家標(biāo)準(zhǔn)研究院（NIST）開發(fā)的REFPROP軟件包計算了不同壓力下LNG熱物性參數(shù)。計算過程中將LNG熱物性視為溫度的單值函數(shù)，采用線性插值法并利用UDF函數(shù)輸入到Fluent軟件中。

1.3 數(shù)學(xué)模型和邊界條件

為了建立SCV換熱管內(nèi)跨臨界LNG傳熱計算模型，作出以下合理簡化：

（1）換熱管壁面為無滑移條件；

（2）換熱管內(nèi)壓力恒定；

（3）LNG在換熱管內(nèi)處于穩(wěn)定流動狀態(tài)，同時管內(nèi)介質(zhì)為可壓縮流體；

（4）為了保證換熱管進(jìn)出口為充分發(fā)展流動，設(shè)置進(jìn)出口一定長度范圍內(nèi)的管壁為絕熱條件。

采用RNG湍流模型和標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)來模擬換熱管內(nèi)流體流動與傳熱特性?；谝陨霞僭O(shè)，計算過程中流體滿足的控制方程[6,17]如式(1)～ 式(5)。

質(zhì)量守恒方程

式中，x代表方向，=1,2,3；為流體密度，kg/m3；u為流體在方向的速度分量，m/s。

動量守恒方程

式中，x代表方向，= 1,2,3；u為流體在方向的速度分量，m/s；為流體靜壓力，Pa；τ為作用在流體上的切應(yīng)力，Pa；ρg為流體在方向的重力分量，kg/(m2?s2)。

能量守恒方程

式中，為焓值，J/kg；為流體熱導(dǎo)率，W/(m?K)；k為湍流熱導(dǎo)率，W/(m?K)；為流體溫度，K。

湍流動能輸運方程

式中，為湍流動能，m2/s2；α為方程的湍流普朗特數(shù)；eff為有效動力黏度，Pa?s；G為由平均速度梯度引起的湍流動能，m2/s2；b為由浮力引起的湍流動能，m2/s2；為湍流耗散率，m2/s3；M為可壓縮湍流流動脈動膨脹對總的耗散率的影響。

湍流耗散率輸運方程

換熱管入口設(shè)置為速度入口邊界條件，給定LNG入口速度和溫度；換熱管出口設(shè)置為壓力出口邊界條件；根據(jù)實際LNG氣化所需要的熱量采用平均熱通量為恒定熱通量壁面邊界條件。

文中所涉及的局部流體傳熱系數(shù)計算公式和Dittus-Boelter公式分別如式(6)、式(7)。

式中，為局部流體傳熱系數(shù)，W/(m2?K)；為局部壁面熱通量，W/m2；w為橫截面上換熱管壁平均溫度，K；b為橫截面上流體平均溫度，K；為管內(nèi)流體Nusselt數(shù)；為管內(nèi)流體Reynolds數(shù)；為管內(nèi)流體Prandtl數(shù)。

1.4 網(wǎng)格劃分和數(shù)值方法

采用Gambit軟件對上述計算區(qū)域進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，具體的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 換熱管截面及彎管處網(wǎng)格示意圖

為了較好地捕捉靠近壁面附近邊界層內(nèi)流體流動與傳熱狀態(tài)，需將與壁面相鄰的第一個網(wǎng)格節(jié)點置于湍流充分發(fā)展區(qū)域內(nèi)。因此在網(wǎng)格劃分前，需采用量綱為1數(shù)y對第一層節(jié)點與壁面之間的距離進(jìn)行估算，保證計算完成后y值仍介于30～300之間。其中，量綱為1數(shù)y的計算公式為式(8)。

式中，為首層網(wǎng)格的高度，m；為流體的平均動力黏度，Pa·s；w代表壁面的平均切應(yīng)力，Pa；代表流體的平均密度，kg/m3。

在滿足網(wǎng)格劃分要求的條件下，選取5組不同網(wǎng)格數(shù)目的換熱管進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性考察，如表2所示。考慮到計算時間及數(shù)值耗散程度，最終確定換熱管的網(wǎng)格數(shù)為4914720個。

利用商業(yè)軟件Fluent14.5進(jìn)行數(shù)值模擬計算。采用有限體積法對控制方程離散；動量方程離散方式選用Quick格式，其他方程均采用二階迎風(fēng)格式；控制方程求解方法選擇基于壓力求解器中的Simple算法；能量殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為10–7，其他變量收斂標(biāo)準(zhǔn)為10–4。當(dāng)殘差低于收斂標(biāo)準(zhǔn)且監(jiān)測的平均介質(zhì)出口溫度不變時，近似認(rèn)為收斂。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性考察

1.5 模型驗證

采用上述數(shù)值計算方法對江蘇LNG接收站[18]的SCV管程流體流動與傳熱過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果和實際監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，驗證結(jié)果如表3所示?？梢钥闯觯M計算所得到的NG出口溫度和實際數(shù)據(jù)基本一致，兩者偏差小于5%。說明了本研究數(shù)值計算方法比較合理，可以采用該方法進(jìn)行相關(guān)的模擬分析。

2 結(jié)果與討論

2.1 換熱規(guī)律分析

超臨界壓力下，LNG的定壓比熱容存在局部最大值，這個峰值所對應(yīng)的溫度稱為該壓力條件下的擬臨界溫度[19]。LNG熱物性在擬臨界溫度附近會發(fā)生顯著變化。圖4給出了不同壓力下LNG熱物性曲線?？梢钥闯?，定壓比熱容隨溫度增加先增大后減小，并且壓力越大，定壓比熱容的峰值越小。而密度、黏度和導(dǎo)熱系數(shù)隨著溫度增加而連續(xù)減小，在擬臨界溫度附近下降幅度達(dá)到最大。

圖4 6.98MPa和9.35MPa壓力下LNG的熱物性曲線

圖5給出了數(shù)值模擬結(jié)果和Dittus-Boelter公式計算結(jié)果對比情況?？梢钥闯觯刂艹蘈NG流動方向，局部傳熱系數(shù)先增大后減小，且最大值出現(xiàn)在擬臨界區(qū)域內(nèi)。當(dāng)主流體溫度靠近擬臨界溫度時，流體定壓比熱容迅速增加并達(dá)到峰值，LNG可以從圓管外壁吸收更多熱量用來升溫，減小了主流體與圓管壁的溫差，增大了局部流體對流傳熱系數(shù)，起到了強(qiáng)化傳熱的效果[20]；當(dāng)主流體溫度超過擬臨界溫度時，隨著流體溫度升高定壓比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)和黏度逐漸減小，削弱了流體傳熱能力，導(dǎo)致局部傳熱系數(shù)不斷減小。以上結(jié)果說明在超臨界壓力下，LNG熱物性對換熱管內(nèi)流體傳熱特性起著至關(guān)重要的作用，尤其是定壓比熱容。

表3 數(shù)值模型驗證結(jié)果

整個換熱過程中，LNG密度隨著溫度呈連續(xù)變化趨勢，因此LNG受熱過程屬于單相流體的氣化轉(zhuǎn)變，不存在相變[21]。由于跨臨界LNG熱物性的劇烈變化，使得Dittus-Boelter公式不再適用于預(yù)測SCV管程流體流動與傳熱特性。

2.2 操作參數(shù)對傳熱的影響

圖6顯示了不同LNG入口速度對管程局部流體傳熱系數(shù)的影響。從圖6可以看出，隨著入口速度的增加，同一截面上LNG的局部傳熱系數(shù)增加。這是因為增加入口速度，管內(nèi)流體的湍動性和擾動性加劇，有效地減小了邊界層的厚度，從而使主流體和壁面間的溫差大大縮小，增強(qiáng)了換熱效果[22]。另一方面，入口速度的增加使得換熱管內(nèi)LNG受熱時間縮短，導(dǎo)致LNG升溫較慢，故擬臨界溫度點出現(xiàn)的位置較靠后，對應(yīng)的局部傳熱系數(shù)的最大值也隨之向NG出口方向移動。總體而言，在一定范圍內(nèi)，提高LNG進(jìn)口速度可以強(qiáng)化管內(nèi)傳熱。

圖5 Dittus-Boelter公計算結(jié)果和模擬結(jié)果

圖6 LNG入口速度對局部流體傳熱系數(shù)的影響

圖7顯示了不同LNG入口壓力對管程局部流體傳熱系數(shù)的影響?？梢钥闯?，不同壓力下局部傳熱系數(shù)曲線形狀基本相同，并且局部傳熱系數(shù)最大值隨著入口壓力的增加而變小。這是因為與臨界壓力相比，壓力越大，LNG熱物性變化趨勢越平緩，定壓比熱容的峰值越小。因此可以說明局部流體傳熱系數(shù)的最大值主要取決于LNG入口壓力。

圖8顯示了不同壁面熱通量對管程局部流體傳熱系數(shù)的影響。可以看出，在其他條件相同時，壁面熱通量對換熱效果有顯著影響。隨著熱通量增加，局部傳熱系數(shù)達(dá)到最大值所用的時間越短。這是因為熱通量越大，管內(nèi)LNG吸收的熱量就會越多，致使主流體溫度在較短時間內(nèi)接近擬臨界溫度。此外，從圖中還可以看出，局部傳熱系數(shù)的最大值隨壁面熱通量的增加而略有減小。

圖7 LNG入口壓力對局部流體傳熱系數(shù)的影響

圖8 壁面熱通量對局部流體傳熱系數(shù)的影響

2.3 傳熱關(guān)聯(lián)式的建立

根據(jù)上述傳熱規(guī)律分析，可以發(fā)現(xiàn)超臨界壓力下LNG熱物性劇烈變化是引起強(qiáng)化傳熱的主要原因。為了能夠準(zhǔn)確地對換熱圓管內(nèi)跨臨界LNG的傳熱特性進(jìn)行預(yù)測，采用壁面溫度與主流體溫度下LNG熱物性的比值對Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式進(jìn)行 修正。

本研究提出的量綱為1傳熱關(guān)聯(lián)式具體形式如 式(9)。

基于數(shù)值模擬數(shù)據(jù)對上述公式進(jìn)行多元化非線性回歸擬合，得到的新的量綱為1傳熱關(guān)聯(lián)式為式(10)。

為了評估該量綱為1傳熱關(guān)聯(lián)式的預(yù)測精度，采用相對誤差和平均絕對相對誤差進(jìn)行了定量分 析[23]，其相關(guān)定義為式(11)。

式中，e為預(yù)測值的相對誤差；為數(shù)據(jù)容量；sim為數(shù)值模擬計算得到的；pred為由本研究提出關(guān)聯(lián)式計算得到的；1為預(yù)測值的平均絕對相對誤差。

圖9顯示了本研究所提出關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值和數(shù)值模擬值的對比情況?？梢钥闯?，該關(guān)聯(lián)式預(yù)測值的相對誤差大部分落在±20%之內(nèi)。經(jīng)誤差分析，預(yù)測值的平均絕對相對誤差為6.53%，且落在±5%、±15%和±25%相對誤差范圍內(nèi)的比例分別為57.89%、83.63%和99.42%。說明本研究提出的量綱為1傳熱關(guān)聯(lián)式能夠用來預(yù)測SCV換熱圓管內(nèi)跨臨界LNG的傳熱特性。

圖9 本研究量綱為1關(guān)聯(lián)式預(yù)測值和數(shù)值模擬值的對比

3 結(jié)論

建立了描述SCV換熱管內(nèi)跨臨界LNG流動與傳熱過程的數(shù)值計算模型，對跨臨界LNG的傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，分析了入口速度、入口壓力和壁面熱通量對局部流體傳熱系數(shù)的影響，得到如下主要結(jié)論。

（1）受跨臨界LNG熱物性劇烈變化的影響，在擬臨界溫度附近，SCV管程流體對流傳熱能力 增強(qiáng)。

（2）在一定范圍內(nèi)，提高LNG入口速度可以有效地強(qiáng)化管內(nèi)流體傳熱能力，相同位置處局部流體傳熱系數(shù)隨速度增加而增大；管程局部流體傳熱系數(shù)的最大值主要取決于LNG入口壓力，局部傳熱系數(shù)的最大值隨LNG入口壓力增加而減??；壁面熱通量對流體傳熱特性有顯著影響，局部流體傳熱系數(shù)達(dá)到最大值所需時間隨熱通量增加而減少。

（3）基于對不同操作參數(shù)下?lián)Q熱管內(nèi)流體傳熱規(guī)律的分析，提出了適用于預(yù)測SCV圓管內(nèi)跨臨界LNG傳熱特性的量綱為1關(guān)聯(lián)式。在模擬數(shù)據(jù)范圍內(nèi)，該關(guān)聯(lián)式能準(zhǔn)確計算換熱圓管內(nèi)跨臨界LNG的傳熱系數(shù)，可為掌握SCV設(shè)計方法和高效運行技術(shù)提供參考。

[1] 羅資琴，馮琛然，任永平，等. LNG儲罐內(nèi)BOG再液化工藝研究[J]. 低溫與超導(dǎo)，2015，43（3）：24-27.

LUO Z Q，F(xiàn)ENG C R，REN Y P，et al. Study on BOG-liquefaction technology in LNG storage tank[J].Cryogenics & Superconductivity，2015，43（3）：24-27.

[2] 梅鵬程，鄧春鋒，鄧欣. LNG氣化器的分類及選型設(shè)計[J]. 化學(xué)工程與裝備，2016（5）：65-70.

MEI P C，DENG C F，DENG X. Classification and selection design of LNG vaporizer[J]. Chemical Engineering & Equipment，2016（5）：65-70.

[3] 劉家琛，巨永林，傅允準(zhǔn). 三種LNG海水氣化器的換熱計算模型及方法[J]. 低溫與超導(dǎo)，2014，42（12）：56-61.

LIU J C，JU Y L，F(xiàn)U Y Z. Heat transfer model and calculation method for three types of LNG seawater vaporizers[J]. Cryogenics & Superconductivity，2014，42（12）：56-61.

[4] 粘權(quán)鑫，郭少龍，方文振，等. 液化天然氣浸沒燃燒式氣化器數(shù)值模擬方法研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報，2016，50（1）：67-72.

NIAN Q X，GUO S L，F(xiàn)ANG W Z，et al. Numerical simulation on liquefied natural gas submerged combustion vaporizer[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University，2016，50（1）：67-72.

[5] 張康，韓昌亮，任婧杰，等. SCV蛇形換熱管內(nèi)超臨界LNG傳熱特性數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報，2015，66（12）：4788-4795.

ZHANG K，HAN C L，REN J J，et al. Numerical simulation on heat transfer of supercritical LNG in coil tubes of submerged combustion vaporizer[J]. CIESC Journal，2015，66（12）：4788-4795.

[6] MENG H Y，WANG S Z，ZHOU L，et al. Numerical simulation of heat transfer of liquefied natural gas in horizontal circular tubes under supercritical pressure[J]. Advanced Materials Research，2014，960-961：438-441.

[7] MENG H Y，WANG S Z，ZHOU L，et al. Influence of inlet mass flow rate on heat transfer of supercritical liquefied natural gas in horizontal tubes[J]. Advanced Materials Research，2014，960/961：433-437.

[8] 齊超，王博杰，易沖沖，等. 浸沒燃燒式氣化器的運行特性及優(yōu)化[J]. 化工學(xué)報，2015，66（s2）：198-205.

QI C，WANG B J，YI C C，et al. Operation characteristics and optimization of submerged combustion vaporizer[J]. CIESC Journal，2015，66（s2）：198-205.

[9] HAN D Y，XU Q Q，ZHOU D，et al. Design of heat transfer in submerged combustion vaporizer[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering，2016，31：76-85.

[10] WANG Y Z，HUA Y X，MENG H. Numerical studies of supercritical turbulent convective heat transfer of cryogenic-propellant methane[J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer，2010，24（3）：490-500.

[11] YAMAMOTO S，URUSAWA T，MATSUZAWA R. Numerical simulation of supercritical carbon dioxide flows across critical point[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2011，54（4）：774-782.

[12] HE S，KIM W S，JIANG P X，et al. Simulation of mixed convection heat transfer to carbon dioxide at supercritical pressure[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，2004，218（11）：1281-1296.

[13] PANDEY S，LAURIEN E，CHU X. A modified convective heat transfer model for heated pipe flow of supercritical carbon dioxide[J]. International Journal of Thermal Sciences，2017，117：227-238.

[14] BOVARD S，ABDI M，NIKOU M R K，et al. Numerical investigation of heat transfer in supercritical CO2and water turbulent flow in circular tubes[J]. The Journal of Supercritical Fluids，2017，119：88-103.

[15] VINOTH T，KARUPPASAMY K，SANTHOSH KUMAR D，et al. Numerical investigation of heat and mass flux effects on heat transfer characteristics of supercritical water in an upward flow vertical tube[J]. Applied Mechanics and Materials，2014，592/593/594：1667-1671.

[16] 韓昌亮，任婧杰，王焱慶，等. SCV耦合傳熱特性實驗研究與數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報，2017，68（3）：854-863.

HAN C L，REN J J，WANG Y Q，et al. Experimental study and numerical simulation on coupled heat transfer characteristics of submerged combustion vaporizer[J]. CIESC Journal，2017，68（3）：854-863.

[17] 鄧治安，姜晨薇，張雪婷，等. 超級開架式氣化器新型傳熱管內(nèi)流場及對流換熱的數(shù)值模擬[J]. 天然氣工業(yè)，2016，36（4）：90-95.

DENG Z A，JIANG C W，ZHANG X T，et al. Numerical simulation analysis on the flow field and convection heat transfer in a new heat transfer tube of SuperORV[J]. Natural Gas Industry，2016，36（4）：90-95.

[18] 莊芳，趙世亮. 江蘇LNG接收站SCV熱效率計算[J]. 油氣儲運，2012，31（s1）：17-19．

ZHUANG F，ZHAO S L. Calculation of SCV thermal efficiency in Jiangsu LNG receiving terminal[J]. Oil & Gas Storage and Transportation，2012，31（s1）：17-19．

[19] 劉鑫. 超臨界壓力水在豎直上升管內(nèi)的傳熱研究[D]. 上海：上海交通大學(xué)，2012.

LIU X. Heat transfer of water under supercritical pressures in vertical upward tubes[D]. Shanghai：Shanghai Jiaotong University，2012.

[20] YU S Q，LI H X，LEI X L，et al. Influence of buoyancy on heat transfer to water flowing in horizontal tubes under supercritical pressure[J]. Applied Thermal Engineering，2013，59：380-388.

[21] 康鳳立，孫海峰，熊亞選，等. 浸沒燃燒式LNG 氣化器水浴氣化傳熱計算[J]. 油氣儲運，2016，35（4）：406-411.

KANG F L，SUN H F，XIONG Y X，et al. Computation of heat transfer in water bath of LNG SCV[J]. Oil & Gas Storage and Transpotation，2016，35（4）：406-411.

[22] 王珂，謝金，劉遵超，等. 超臨界二氧化碳在微細(xì)管內(nèi)的換熱特性[J]. 化工學(xué)報，2014，65（s1）：323-327.

WANG K，XIE J，LIU Z C，et al. Heat transfer characteristics of supercritical carbon dioxide in a mico-capillary tube[J]. CIESC Journal，2014，65（s1）：323-327.

[23] 郭宇朦，李會雄，張慶，等. 傾斜上升光管上母線處超臨界壓力水傳熱關(guān)聯(lián)式的建立[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報，2016，50（1）：72- 77.

GUO Y M，LI H X，ZHANG Q，et al. Establishment of heat transfer correlation for the supercritical water flow near the upper generating line of an inclined upward smooth tube[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University，2016，50（1）：72-77.

Heat transfer characteristic of-critical liquefied natural gas on tube-side of submerged combustion vaporizer

DONG Wenping，REN Jingjie，HAN Changliang，DU Dan，BI Mingshu

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

The thermal resistance of submerged combustion vaporizer（SCV）mainly locates inside the heat transfer tube. The study on the heat transfer characteristic of-critical liquefied natural gas （LNG）is of great significance to improve the whole heat transfer efficiency of SCV. Therefore，numerical model was developed to describe the flow and heat transfer process of-critical LNG in the tube. The heat transfer law of-critical LNG in the tube was analyzed. And the effects of inlet velocity，inlet pressure and heat flux on the heat transfer behaviors were obtained. A new non-dimensional correlation was proposed，which was suitable to predict the heat transfer characteristics of-critical LNG. Results showed that the local heat transfer coefficient firstly increases and then decreases，and the maximum value appears in the vicinity of the pseudo-critical temperature. The thermo-physical properties of-critical LNG play a vital role in heat transfer enhancement. The local heat transfer coefficient is enhanced with the increase of inlet velocity. The maximum local heat transfer coefficient depends on the inlet pressure within limits. As the heat flux increases，the maximum local heat transfer coefficient appears earlier. The mean absolute percent error of the proposed non-dimensional heat transfer correlation is 6.53%. 99.42% of the data fall within the error zone of ±25%. The study can provide theoretical guidance for the design and economical operation of SCV.

submerged combustion vaporizer；-critical LNG；heat transfer；numerical simulation

TE088

A

1000–6613（2017）12–4378–07

10.16085/j.issn.1000-6613. 2017-0656

2017-04-14；

2017-05-19。

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資項目（DUT16QY29）。

董文平（1993—），女，碩士研究生。

畢明樹，教授，研究方向工業(yè)介質(zhì)爆炸災(zāi)害防治理論與技術(shù)、工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)力學(xué)分析理論與技術(shù)、過程節(jié)能理論與技術(shù)等。E-mail：bimsh@dlut.edu.cn。