菅海瑞 史永征 王浩 劉蓉

1.北京建筑大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院 2.北京優(yōu)奈特燃?xì)夤こ碳夹g(shù)有限公司

針對冬季天然氣門站調(diào)壓時由于節(jié)流效應(yīng)產(chǎn)生的管道凍堵問題,國內(nèi)外使用最多的方式為預(yù)加熱天然氣彌補調(diào)壓溫降法[1-2]。浸沒燃燒天然氣加熱裝置作為一種新型天然氣加熱裝置,相較于其他加熱方式,具有結(jié)構(gòu)緊湊、占地面積小、熱效率高等優(yōu)勢[3]。

裝置主要由燃燒系統(tǒng)、換熱系統(tǒng)、控制系統(tǒng)等部分組成。換熱系統(tǒng)包括煙氣-水換熱與水-天然氣換熱兩部分,燃燒系統(tǒng)燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔馔ㄟ^鼓泡孔鼓出進入水浴中,形成氣液兩相流沖刷天然氣換熱器以達(dá)到加熱天然氣的目的。因氣液兩相流環(huán)境比較復(fù)雜,導(dǎo)致在進行裝置前期換熱器傳熱設(shè)計計算時的關(guān)鍵參數(shù)水浴流速取值比較復(fù)雜,而設(shè)計時,水浴流速取值較小是造成管外對流換熱系數(shù)較小的主要原因[4]。因此,獲得準(zhǔn)確的管外水浴最大流速對浸沒燃燒天然氣加熱裝置的換熱器設(shè)計至關(guān)重要。

由于浸沒燃燒天然氣加熱裝置結(jié)構(gòu)特殊,現(xiàn)有的測量方法均不能有效地確定換熱器管外水浴最大流速。王浩等[4]基于首例裝置的實際使用情況,利用裝置實測數(shù)據(jù),根據(jù)經(jīng)典傳熱公式計算管外對流換熱系數(shù),然后通過實際管外對流換熱系數(shù)反算得到水浴最大流速值,擬合得到功率-水浴流速的關(guān)系式,并進行了驗證。

本研究在此基礎(chǔ)上通過數(shù)值模擬的方法,對浸沒燃燒天然氣加熱裝置水箱內(nèi)水浴的換熱過程進行了傳熱特性分析,并計算驗證了管外水浴最大流速值,提供了一種可參考的計算水浴流速的數(shù)值模擬思路。本研究對后續(xù)浸沒燃燒天然氣加熱裝置的換熱器設(shè)計也具有指導(dǎo)意義。

1 模型及驗證

1.1 物理模型及簡化

浸沒燃燒天然氣加熱裝置換熱原理如圖1所示,燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔馔ㄟ^煙管輸送,經(jīng)由鼓泡孔鼓入水浴中形成氣液兩相流橫掠天然氣換熱器,從而達(dá)到加熱天然氣的目的。

以實際運行中的加熱裝置為模型選取計算區(qū)域。加熱裝置的整體實物模型見圖2,其內(nèi)部主要換熱區(qū)由天然氣換熱器、煙管、鼓泡孔、擋板4部分組成。內(nèi)部局部結(jié)構(gòu)模型見圖3。由于實際模型尺寸相對較大,本研究以單元厚度對水箱截取三維幾何模型,結(jié)果如圖4所示,沿著換熱管束軸線方向,模型中換熱區(qū)域結(jié)構(gòu)具有較高的對稱性,因此,在保證計算結(jié)果準(zhǔn)確的前提下,最終建立了二維模型進行模擬計算。簡化后的二維計算模型如圖5所示,計算域尺寸為0.80 m×1.10 m,換熱管束直徑D=34 mm,煙管直徑D=159 mm,鼓泡孔出口直徑D=20 mm,均為實際尺寸。

1.2 數(shù)學(xué)模型

燃燒后的高溫?zé)煔庠谒≈械牧鲃优c傳熱過程嚴(yán)格遵循物理守恒定律,基本的守恒定律主要包括質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律?；究刂品匠倘缦?

(1)質(zhì)量守恒方程

式中:ux、uy、uz分別為x、y、z3個方向的速度分量,m/s;t為時間,s;ρ為密度,kg/m3。

(2)動量守恒方程

式中:p為微元體上所受到的壓力,Pa;τxx、τxy、τxz為因分子黏性作用而產(chǎn)生的作用在微元體表面上的黏性應(yīng)力τ的分量,Pa;Fx、Fy、Fz為微元體上的體積力,Pa。

(3)能量守恒方程

式中:cp為流體的定壓比熱容,J/(kg·K);T為流體的溫度,K;K為流體的傳熱系數(shù),W/(m2·K);ST為流體由于黏性作用內(nèi)部熱源及機械能轉(zhuǎn)化為熱能的部分,W。

從湍流模型的適用場合和計算精度考慮,本研究中所選湍流模型為RNGk-ε湍流模型,具體系數(shù)取值可參考文獻(xiàn)[5]。其湍動能、湍動能耗散率的控制方程分別見式(6)、式(7)。

式中:Gk、Gb分別為平均速度梯度和浮力影響引起的湍動能,m2/s2;YM為耗散率,受可壓縮湍流脈動膨脹的影響;C1、C2均為模型常量;αk、αε分別為湍動能和耗散率對應(yīng)的有效普朗特數(shù)。

1.3 數(shù)值模擬過程

1.3.1網(wǎng)格劃分

利用前處理軟件Gambit進行網(wǎng)格劃分,考慮到計算模型中換熱管束區(qū)域結(jié)構(gòu)的不規(guī)則性,本研究使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格相結(jié)合的混合網(wǎng)格。擋板內(nèi)的換熱管束區(qū)域及煙管部分均采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進行劃分并對其進行加密,其余區(qū)域使用計算質(zhì)量較高的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分?？紤]計算結(jié)果精度和計算速度,最終選擇數(shù)目為154 966的網(wǎng)格作為最優(yōu)計算模型,換熱管束區(qū)域網(wǎng)格的最小尺寸為10-3m,局部網(wǎng)格分布如圖6所示。

1.3.2導(dǎo)入網(wǎng)格及模型設(shè)置

將網(wǎng)格導(dǎo)入FLUENT 2D求解器中,選擇基于壓力的分離求解算法,計算采用瞬態(tài)求解器,速度形式選Absolute,重力加速度沿著y軸方向,設(shè)為-9.81 m/s2。模型設(shè)置里,選擇VOF多相流模型、能量方程、RNGk-ε湍流模型。在Database中添加H2O,兩相的物性參數(shù)均設(shè)置為常數(shù),設(shè)置高溫空氣來代替煙氣,因為高溫?zé)煔饩哂袦囟雀摺⒚芏刃?、壓力低的特點,可看做理想氣體,而且在傳熱過程中,煙氣在水浴中的少量溶解對傳熱影響較小,可忽略[6]。煙氣物性參數(shù)根據(jù)入口狀態(tài)下的煙氣溫度計算,煙氣密度ρ、比熱cp、動力黏度μ、運動黏度γ的計算方法參照文獻(xiàn)[7]。導(dǎo)熱系數(shù)λ、普朗特數(shù)Pr的計算方法參照文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[9]。

1.3.3邊界條件和區(qū)域條件設(shè)置

(1)入口條件

鼓泡孔出口設(shè)為速度進口,速度值由煙氣總體積流量(考慮溫度修正)與煙氣出口總面積換算,溫度和煙氣體積流量均由燃燒計算所得[10],燃燒計算時過?？諝庀禂?shù)均為1.4,具體設(shè)置參數(shù)見表1。

(2)出口條件

由于煙氣換熱結(jié)束后從箱體頂部自然排出,故煙氣出口設(shè)為壓力出口,其值p=101 325 Pa。

表1 模擬入口參數(shù)值

(3)固體邊界條件

水箱的底部、側(cè)壁、換熱管束、煙管和擋板設(shè)置為壁面(wall),其材料設(shè)置為不銹鋼,壁面設(shè)置為300 K恒定溫度。定義為不可滲透、無滑移的絕熱邊界條件;

(4)區(qū)域條件

計算區(qū)域的主相(primary phase)設(shè)置為水,次相(second phase)設(shè)置為煙氣,相間作用力(inter-phase forces)設(shè)置為0.072 5。

1.3.4求解設(shè)置

Solution Methods中,壓力速度耦合方式采用PISO算法求解,壓力項選擇PRESTO!,其中的能量、動量方程均選二階迎風(fēng)離散格式,湍流動能、耗散率方程均選一階迎風(fēng)離散格式。在迭代過程中,各項亞松弛因子均保持默認(rèn)數(shù)值。創(chuàng)建監(jiān)測面,對煙氣出口溫度、水浴溫度等參數(shù)進行監(jiān)測,以其數(shù)值趨于穩(wěn)定、殘差收斂來判斷計算達(dá)到收斂。在殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)中,對能量方程設(shè)定為10-6,其他變量收斂標(biāo)準(zhǔn)均設(shè)定為10-4。對全局初始化,時間步長設(shè)定為10-4s。利用Patch功能設(shè)定水浴高度。初始化后的流場壓力為101 325 Pa,水浴高度為0.8 m,水浴溫度為305 K。初始化后的水浴相態(tài)、溫度云圖如圖7、圖8所示。相態(tài)分布圖里,藍(lán)色部分為水,紅色部分為氣體。

1.4 數(shù)值仿真結(jié)果驗證

用模擬結(jié)果與加熱裝置功率為80 k W、128 k W、180 k W時的實際運行數(shù)據(jù)對比驗證模型,結(jié)果如圖9所示。由圖9可以發(fā)現(xiàn),模擬得到的3個功率下的換熱量、水浴溫度與實際運行數(shù)據(jù)基本吻合,換熱量誤差在5%以內(nèi),水浴溫度誤差在2%以內(nèi)。因此,可認(rèn)為上述數(shù)值模型選型可真實反映水浴與換熱管束的傳熱過程。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 水浴相態(tài)分布

圖10為加熱裝置功率80 k W、128 k W、180 k W穩(wěn)定運行時的相態(tài)云圖,藍(lán)色部分為液相,紅色部分為氣相。模擬結(jié)果直觀反映了加熱裝置運行時的氣液分布情況。首先,從圖10中可以看出,各個功率燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔鈴墓呐菘坠某?先形成較大的氣泡,氣泡上升到換熱管束區(qū)域后,受換熱管束的干涉和擾動作用,大氣泡破碎形成體積較小、大小不一且數(shù)量較多的氣泡,并且均勻分布在換熱管束區(qū)域,功率越大,這種現(xiàn)象越明顯。這表明裝置換熱區(qū)域結(jié)構(gòu)布置合理,氣泡破碎效果較好,增大了高溫?zé)煔馀c水浴的接觸面積,進而強化了氣液間傳熱。

其次,從圖10中還可看出,裝置小功率運行時,換熱一開始集中在換熱管束區(qū)域內(nèi),隨著功率的增大,煙氣量增加,煙氣入口速度升高,氣泡增多,水浴中含氣率增大,氣泡對水的擾動效果明顯增加,水浴液位抬升形成溢流,上升到水浴表面的大部分氣泡沒有及時排出便被水浴裹挾,重新進入到循環(huán)溢流中,增強了擾動。液位高度抬升后,擋板左右兩側(cè)區(qū)域的水浴中也分布了大量氣泡,說明在擋板左右兩側(cè)形成了液體回流。

2.2 水浴溫度分布

圖11是加熱裝置在功率為80 k W、128 k W、180 k W運行時的溫度云圖。從圖11中模擬結(jié)果可明顯看到,鼓泡孔鼓出的高溫?zé)煔鉁囟冗h(yuǎn)大于水浴,但是在其上升與水浴混合的過程中,在換熱管束區(qū)域下方兩者溫度就已經(jīng)達(dá)到平衡,這是因為煙氣的比熱遠(yuǎn)小于液體,煙氣噴射到水浴中與水換熱時,其攜帶的熱量迅速與水浴進行交換,使其溫度驟降,在換熱管束區(qū)域下方就達(dá)到了水浴平衡溫度,說明在換熱管壁處氣泡幾乎不參與換熱。而且在整個模擬時間范圍里,換熱管束區(qū)域的水浴溫度分布整體都比較均勻,溫度幾乎是穩(wěn)定不變的,說明氣液兩相流是以一個相對恒定的溫度沖刷天然氣換熱器的。

2.3 水浴流動速度分布

圖12為加熱裝置在功率為80 k W、128 k W、180 k W運行時的速度云圖。數(shù)值模擬結(jié)果顯示,在各功率運行狀態(tài)下,受燃燒功率影響,煙氣進入到水浴中的速度并不相同,但煙氣離開鼓泡孔后,在換熱管束下方區(qū)域均保持較高速狀態(tài)。在換熱器區(qū)域,由于換熱管束的擾動作用,速度受到阻擋開始向兩側(cè)分散,管束中部區(qū)域速度大于兩側(cè)區(qū)域,最終速度分布呈現(xiàn)蝶形態(tài)勢。在換熱管器區(qū)域上方的局部位置存在速度增大的現(xiàn)象,這是因為氣泡從水浴底部上升到自由界面時,具有一定的初始速度,同時氣泡內(nèi)部壓強小于外部壓強發(fā)生破裂,煙氣迅速脫離水浴。由擋板左右兩側(cè)的速度分布可以看出,形成了水浴循環(huán)溢流。對比不同功率下水浴速度分布,可以看出功率增大時煙氣對水浴的擾動作用較強,水浴整體流速增大,沖刷換熱管束的過程加劇,更有利于換熱。

2.4 管外水浴最大流速驗證計算

在管外換熱計算中,水浴流速取值為管束最窄處的最大值,如圖13所示,計算收斂后,以換熱管束間隙方向為X軸,高度方向為Y軸,在管束中間定義了10個X方向坐標(biāo)和8個Y方向坐標(biāo),分別對這80個位置點的瞬時速度大小分布進行了研究。從相態(tài)云圖中可知,換熱管束區(qū)域存在大量煙氣形成的氣泡,為了更加直觀的看到氣液兩相的速度分布,本研究通過各監(jiān)測點的密度對煙氣與水浴的速度進行區(qū)分。讀取數(shù)據(jù)時選用點的Magnitude Velocity,其為標(biāo)量,代表點的綜合速度,單位為m/s。

各功率下模擬計算出的各監(jiān)測點的速度分布如圖14所示,圖中藍(lán)色點表示煙氣速度,紅色點表示水浴速度。從圖14中可看出,水浴和煙氣形成的氣液兩相流受換熱管束影響,水浴速度在換熱區(qū)域高度方向分布雜亂無章,在寬度方向呈現(xiàn)中間高兩邊低的趨勢,煙氣整體速度大于水浴速度,這是因為本研究中加熱裝置換熱管束下方只設(shè)置1根煙管,煙氣攜帶的初始動能只能從管束中部向兩側(cè)傳遞。當(dāng)直接取所有點即煙氣與水的平均速度時,管外水浴流速值與理論計算所得偏差較大,而且從圖14中也可看出,其平均水浴速度曲線波動幅度較大。

根據(jù)2.2節(jié)中對水浴溫度分布的分析可知,盡管換熱介質(zhì)為氣液兩相流,但是煙氣幾乎在到達(dá)換熱器區(qū)域前就達(dá)到了水浴平衡溫度,在換熱管壁處時氣泡幾乎不參與換熱,因此可忽略。依據(jù)上述分析,假定靠近換熱管束壁面處的速度都是液相的速度,將煙氣速度剔除,處理后的平均水浴速度分布曲線如圖14中所示,其速度值相對穩(wěn)定,并且處理后水浴速度模擬結(jié)果與結(jié)合實測數(shù)據(jù)使用經(jīng)典傳熱公式推導(dǎo)計算出來的數(shù)據(jù)很吻合[4],如表2所示,模擬計算最大相對誤差為8.33%,最小相對誤差為2.94%,表明水浴速度模擬計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,可為設(shè)計相同結(jié)構(gòu)換熱器時水浴最大流速取值提供參考。同時也證明,經(jīng)典傳熱公式仍適用于浸沒燃燒天然氣加熱裝置換熱器的設(shè)計計算。

表2 水浴速度計算值與模擬值誤差

3 結(jié)論

結(jié)合理論與裝置實測數(shù)據(jù),使用商用流體力學(xué)軟件FLUENT對浸沒燃燒天然氣加熱裝置水浴箱內(nèi)水浴的換熱過程進行數(shù)值模擬,得到以下結(jié)論:

(1)加熱裝置的換熱量與水浴溫度的模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合較好,相對誤差在5%以內(nèi),說明該模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬裝置的水浴換熱過程。

(2)模擬結(jié)果直觀反映了水箱內(nèi)部水浴流動及煙氣與水浴間的換熱過程,裝置換熱區(qū)域結(jié)構(gòu)布置合理,氣泡破碎效果很好,增大了高溫?zé)煔馀c水浴的接觸面積,進而強化了氣液間傳熱。

(3)在加熱裝置水浴傳熱過程中,氣液兩相流是以一個相對恒定的溫度沖刷換熱管束的,煙氣溫度降低后形成的氣泡在換熱器管壁處幾乎不參與換熱。

(4)通過在換熱器區(qū)域創(chuàng)建監(jiān)測點、分析各點的速度分布,最終驗證了前者結(jié)合實測數(shù)據(jù)使用經(jīng)典傳熱公式推導(dǎo)計算出的水浴流速值,最大相對誤差為8.33%,為后續(xù)浸沒燃燒天然氣加熱裝置的研發(fā)和設(shè)計提供了一種可參考的計算水浴流速的數(shù)值模擬思路。同時也證明,經(jīng)典傳熱公式仍適用于浸沒燃燒天然氣加熱裝置換熱器的設(shè)計計算。