李 巍1，董 超1,文海龍1,翟占虎，吳 堯

(1.海洋石油工程股份有限公司，天津 300452; 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

濕天然氣在生產(chǎn)和輸送過程中會形成水合物，堵塞管道，影響生產(chǎn)。天然氣脫水方法中目前應(yīng)用最廣、技術(shù)發(fā)展較為成熟的是采用三甘醇(TEG)脫水，該方法具有壓力損失小，流程控制簡單，工藝成熟、可靠，操作、檢修方便等優(yōu)點(diǎn)[1]。三甘醇再生塔頂?shù)谋P管換熱器作為重要的換熱設(shè)備，具有同時進(jìn)行多種介質(zhì)傳熱、結(jié)構(gòu)緊湊、單位容積具有較大的傳熱面積、無熱膨脹問題且在小溫差大負(fù)荷工況下具有良好的傳熱性能等特點(diǎn)[2]。盡管盤管式換熱器的結(jié)構(gòu)思想早在上個世紀(jì)就已提出，但由于盤管換熱器內(nèi)流體流動、傳熱、相變相當(dāng)復(fù)雜，要對其進(jìn)行精確設(shè)計計算卻很困難，長期以來盤管換熱器設(shè)計還只能是以經(jīng)驗或半經(jīng)驗的方式進(jìn)行[3]。

在盤管換熱器傳熱性能方面，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量的研究，研究方面涉及盤管尺寸(如管徑、圈數(shù)、螺旋方向、螺距)盤管形式(如螺紋管、橢圓管等)，研究表明，在流動阻力變化不大的情況下，運(yùn)用一定的強(qiáng)化傳熱手段能獲得較大的傳熱性能增強(qiáng)[4]。國內(nèi), 陳嘉璐[5]通過數(shù)值模擬方法研究了內(nèi)凸式螺紋管管程流動與傳熱過程的傳熱性能、阻力性能和綜合傳熱性能的關(guān)系。國外，Jamshidi等人[6]通過實(shí)驗研究了層流流動特性與幾何參數(shù)對盤管式換熱器的傳熱性能影響，Maowed等人[7]通過實(shí)驗研究了流動和幾何參數(shù)與強(qiáng)制對流傳熱盤管換熱器性能的關(guān)系。

然而大部分研究主要以水工作介質(zhì)，且較少涉及相變，以三甘醇作為工作介質(zhì)的研究更少。本文旨在對再生塔冷凝器內(nèi)盤管結(jié)構(gòu)和換熱性能之間的關(guān)系進(jìn)行研究，通過數(shù)值模擬研究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對水蒸氣-三甘醇流動和換熱性能的影響，為盤管換熱器的優(yōu)化設(shè)計提供基本依據(jù)和優(yōu)化方法，進(jìn)而通過對相應(yīng)結(jié)構(gòu)合理調(diào)整并數(shù)值模擬驗證，獲得一種提高冷凝效率的結(jié)構(gòu)設(shè)計，同時找到一種用于計算三甘醇水蒸氣混合物冷凝換熱的計算模型。

1 物理模型

再生塔頂冷凝器原始結(jié)構(gòu)如圖1所示：模型高為1 050 m，殼體直徑為390 mm，分流柱直徑為200 mm, 盤管長度為11 000 mm，盤管直徑為24.3 mm。再生塔頂冷凝器有兩個流程，分別為管程和殼程，由于本研究的重點(diǎn)為殼程的流場、溫度場及相關(guān)過程，因此在模擬中只考慮殼程內(nèi)的流動與傳熱。三甘醇和水蒸氣的混合物從下部入口進(jìn)入到冷凝器，冷凝器內(nèi)部的盤管吸熱，當(dāng)流場溫度低于物質(zhì)的沸點(diǎn)時，物質(zhì)冷凝，由于三甘醇(TEG)的沸點(diǎn)高于水的沸點(diǎn)，三甘醇蒸汽相對于水蒸氣而言，更容易被冷凝，冷凝后液態(tài)三甘醇，沿著殼體落入到下部，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對三甘醇的回收。

為簡化計算，對殼程內(nèi)進(jìn)行如下簡化：

(1)氣相與液相均視為不可壓縮流體；

(2)對流換熱過程中的浮力效應(yīng)采用Boussinesq假設(shè)來進(jìn)行處理；

(3)氣液界面處于熱力學(xué)平衡狀態(tài)或接近于熱力平衡狀態(tài)；

(4)發(fā)生相變的界面近似視為平面。

對于該物理模型考慮到模型的合理性與計算量，選用Mixture模型對盤管換熱器的流場、 溫度場和壓力場進(jìn)行數(shù)值計算。Mixture模型涉及的方程如下：

連續(xù)性方程

(1)

動量守恒方程

(2)

能量守恒方程

(3)

式中vm——質(zhì)量平均速度；

ρm——混合物密度；

ak——相的體積分?jǐn)?shù)；

ρk——相的密度；

F——體積力；

μm——混合物粘性；

kff——有效的熱傳導(dǎo)率;

Vdr,k——漂移速度，vdr,k=vk-vm；

SE——體積熱源，本模擬不考慮熱源，令SE=0。

湍流模型：

研究發(fā)現(xiàn)RNGk-ε湍流模型通過大尺度運(yùn)動和修正后的粘度項體現(xiàn)小尺度的影響，從而使小尺度運(yùn)動系統(tǒng)從控制方程中去除。此外，RNGk-ε湍流模型通過修正湍流粘度，對近壁區(qū)進(jìn)行適當(dāng)處理，能更好處理低雷諾數(shù)效應(yīng)，且在計算中具有較好的穩(wěn)定性、經(jīng)濟(jì)性和計算結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，被廣泛應(yīng)用于分離器內(nèi)兩相湍流的計算[8]。采用RNGk-ε模型，此模型表示如下

(4)

(5)

式中ρ——密度;

k——湍動能;

t——時間;

ui——時均速度;

αk，αε，C1ε，C2ε——模型常數(shù);

μeff——有效粘度;

Gk——由平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項;

ε——湍動能耗散率。

界面?zhèn)鳠崮Ｐ停?/p>

本文基于Nu數(shù)來進(jìn)行流體中對流換熱系數(shù)的定義，傳熱系數(shù)hfg的值可以與Nu數(shù)相關(guān)聯(lián)

(6)

式中κf——流體的熱導(dǎo)率;

dg——分散相(蒸汽泡在水中，小液滴在蒸汽中)的直徑。為了確定Nu數(shù)的大小，引入Ranz-Marshall關(guān)系式

(7)

式中Ref——基于分散相直徑與兩相間的滑移速度而定義的;

Pr——主相的普朗特數(shù)。

界面?zhèn)髻|(zhì)模型[9]：

依據(jù)Hertz-Knudsen[10]公式，可以得到基于分子動力學(xué)的界面上的相變流量

(8)

式中p——溫度為T時可凝結(jié)氣相的的分壓;

psat——溫度為T時的飽和壓力;

R——通用氣體常數(shù)?？紤]到Clapeyron-Clausius方程，在飽和狀態(tài)附近壓力可以與溫度關(guān)聯(lián)起來

(9)

式中L——工質(zhì)的潛熱;

vv和vl——?dú)庀嗪鸵合嗟谋热?

γ1——定義單位體積內(nèi)界面蒸發(fā)調(diào)節(jié)系數(shù)，表征界面蒸發(fā)的強(qiáng)度大小

(10)

利用相似的思路，同樣也能得到對于冷凝的表達(dá)形式，因此界面上的傳質(zhì)情況可以寫成如下的形式

(11)

2 邊界條件及設(shè)置

數(shù)值模擬采用Ansys-Fluent軟件，操作壓力設(shè)為9 000 Pa，下部入口為三甘醇(TEG)和水蒸氣的混合物，冷凝器底部入口設(shè)置質(zhì)量入口(mass-flow-inlet)，入口壓力8 747 Pa，溫度367.345 K，水蒸氣的質(zhì)量流量為0.015 25 kg/s，TEG蒸汽的質(zhì)量流量為0.003 72 kg/s，液態(tài)水和液態(tài)TEG的質(zhì)量流量均設(shè)置為0。換熱盤管為無滑移對流換熱壁面，考慮冷卻過程為兩相流體的對流換熱，因此按照計算模型設(shè)置對流換熱系數(shù)，考慮到冷卻劑液態(tài)TEG溫度在盤管內(nèi)變化不大，壁面溫度按照固定壁溫設(shè)置[11]。

冷凝下來的TEG液體從殼體下部流出，邊界條件為壓力出口(pressure-outlet)；壓力略小于入口壓力保證徑向壓力變化以及被冷卻液的回流。水蒸氣氣相出口邊界條件為壓力出口(pressure-outlet)，出口壓力 8 600 Pa，出口溫度367.15 K。

求解方法為SIMPLE，一階迎風(fēng)差分格式。計算精度為0.001；能量方程精度設(shè)置為1×10-6，時間步長取0.01 s，每個時間步長內(nèi)做迭代20次。

3 結(jié)構(gòu)調(diào)整與模擬結(jié)果分析

為尋找到影響冷凝效率的結(jié)構(gòu)因素，擬進(jìn)行如下三種工況對比模擬，分別是(1)改變盤管間距、(2)改變盤管外壁與內(nèi)部筒體的間距、(3)有無分流柱[12]。冷凝效果以側(cè)面出口三甘醇(TEG)質(zhì)量分?jǐn)?shù)來衡量，一般來說三甘醇(TEG)主要從底部被回收并流回系統(tǒng)，側(cè)面出口主要流體為水蒸氣，故側(cè)面出口三甘醇(TEG)質(zhì)量分?jǐn)?shù)越小則凝結(jié)效率越高。

以初始尺寸對冷凝器內(nèi)部的溫度場和三甘醇液體分布進(jìn)行分析，計算時間均取到200 s以保證結(jié)果穩(wěn)定。

圖2所示為計算穩(wěn)定后筒體內(nèi)部溫度分布情況，溫度場分布較為均勻，在盤管附近由于盤管內(nèi)冷液的冷卻作用導(dǎo)致這一區(qū)域溫度較低。圖3所示為中心截面三甘醇液體體積分?jǐn)?shù)的分布情況，可以看出在盤管附近，由于溫度低于三甘醇的沸點(diǎn)而發(fā)生冷凝作用，三甘醇液體體積分?jǐn)?shù)較其他區(qū)域明顯高一個數(shù)量級，冷凝后的三甘醇液體沿著管壁面向下流出，部分低濃度三甘醇液體則經(jīng)由側(cè)面出口流出。圖4所示為筒體內(nèi)速度場分布，筒體內(nèi)流體速度大約在0.5 m/s，側(cè)面出口速度可達(dá)到1.5 m/s，側(cè)面蒸汽出口由于流動通道變窄導(dǎo)致速度增大，與實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)相近。

(1)改變盤管間距的影響分析

創(chuàng)建盤管間距H分別為40 mm、50 mm、57 mm和60 mm的幾何模型，分別劃分網(wǎng)格并設(shè)定相同的進(jìn)出口邊界條件，并對其進(jìn)行數(shù)值模擬計算。

圖5和圖6分別是冷凝器氣相出口處的三甘醇質(zhì)量流量和體積濃度曲線?？梢钥闯鲭S冷凝盤管間距變化，冷凝器內(nèi)流場低溫區(qū)域范圍發(fā)生變化，冷凝效果不同。故實(shí)際生產(chǎn)中，適當(dāng)?shù)谋P管間距能夠提高三甘醇的回收率，降低三甘醇的單位消耗量，提升經(jīng)濟(jì)效益。在本文中，從三甘醇的絕對量和相對量來看，盤管間距取為57 mm較為合適。

(2)盤管外壁與筒體內(nèi)壁間距離對冷凝結(jié)果的影響

圖7和圖8分別是四種不同盤管外壁與筒體內(nèi)壁間距下冷凝器氣相出口處的三甘醇質(zhì)量流量和體積濃度曲線?？梢钥闯鲭S著冷凝盤管間距增大，冷凝器出口處的三甘醇質(zhì)量流量和濃度都有上升趨勢，絕對量然后下降；故實(shí)際生產(chǎn)中，應(yīng)嚴(yán)格控制盤管外壁與筒體內(nèi)壁的間距在合適的范圍內(nèi)，以降低三甘醇的單位消耗量。

(3)有無分流柱對冷凝計算結(jié)果的影響分析

圖9分別是分流柱存在和不存在時冷凝器內(nèi)三甘醇的濃度分布，可以看出保留分流柱時三甘醇濃度遠(yuǎn)低于去除后的濃度，這是由于去除分流柱后，大量的蒸汽從遠(yuǎn)離盤管的冷凝器中部直接流向出口，大大降低了冷凝效果并夾帶走大量的三甘醇。

圖10和圖11分別是冷凝器氣相出口處的三甘醇質(zhì)量流量和體積濃度曲線。可以看出去除分流柱后，出口處三甘醇的質(zhì)量流量和體積分?jǐn)?shù)都增加25%～35%之多，大大降低了三甘醇回收率。所以盡管去除分流柱可以簡化設(shè)備結(jié)構(gòu)，降低流動壓降，但從降低三甘醇損耗量的角度，建議保留分流柱設(shè)計。

4 結(jié)論

(1)隨著盤管間距增大而未必會導(dǎo)致出口三甘醇流量一直減小，存在一個隨間距增大的出口三甘醇量極小值，故適當(dāng)增大盤管間距可以提高冷凝效果，在本計算中57 mm對應(yīng)效果最好。

(2)隨著冷凝盤管與筒內(nèi)壁間距增大，冷凝器出口處的三甘醇質(zhì)量流量有上升趨勢，但這一趨勢并非線性；實(shí)際生產(chǎn)中，應(yīng)嚴(yán)格控制盤管外壁與筒體內(nèi)壁的間距在一合理范圍，以降低三甘醇的單位消耗量。

(3)去掉分流柱雖然會降低流動過程的壓降，將導(dǎo)致出口處三甘醇的質(zhì)量流量增加，降低了三甘醇回收率，建議保留分流柱設(shè)計。