天然氣加熱爐內(nèi)介質(zhì)水非穩(wěn)態(tài)耦合熱流場研究

郭 韻， 張栩?qū)帲?周仲偉， 陳 昊， 樊俊杰

（1.上海工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，上海 201620；2.中國石化上海石油化工股份有限公司，上海 200540；3.上海理工大學(xué) 環(huán)境與建筑學(xué)院，上海 200093）

天然氣具有高效清潔、儲運(yùn)方便的特點(diǎn)，是世界能源發(fā)展的重要方向之一。國際能源署IEA統(tǒng)計(jì)，天然氣在世界能源結(jié)構(gòu)中占比達(dá)23%，到2035年將超過煤炭使用量，成為第二大能源。我國2020年天然氣在一次能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)中的占比近10%，到2030年將提升到15%左右[1-2]。

天然氣消費(fèi)量的增長帶來天然氣工業(yè)的快速發(fā)展，天然氣加熱爐是天然氣工業(yè)發(fā)展必不可少的設(shè)備[3]。在天然氣輸運(yùn)、燃燒、以及液化天然氣（liquefied natural gas，LNG）輸配時(shí)的氣化等，都需要對天然氣進(jìn)行加熱。因此，設(shè)計(jì)制造高效節(jié)能的天然氣加熱爐是推進(jìn)天然氣工業(yè)發(fā)展的重中之重[4-5]。目前工程中應(yīng)用的天然氣加熱爐有多種形式，如空氣加熱翅片加熱爐，該爐的氣化過程受環(huán)境溫度和濕度的影響較大，無法作為調(diào)峰設(shè)備，比較適合用在氣化量較小的場合[6]。浸沒式燃燒加熱爐，雖加熱氣化速率快，但需耗費(fèi)大量電力為煙氣加壓，所以運(yùn)行費(fèi)用高[7]。蓄熱式天然氣加熱爐有效利用了煙氣余熱，表現(xiàn)出高效節(jié)能的優(yōu)點(diǎn)，但蓄熱系統(tǒng)的增加使得加熱爐在運(yùn)行過程中存在安全隱患[8]。與蓄熱式天然氣加熱爐工作原理相近但是安全系數(shù)更高的是內(nèi)含中間載熱介質(zhì)的負(fù)荷型大筒體天然氣加熱爐。

大筒體天然氣加熱爐采用整體組裝結(jié)構(gòu)，加熱爐內(nèi)溫度分布和介質(zhì)流動(dòng)主要由火管、煙管束、對流管束、燃料燃燒方式以及中間載熱介質(zhì)的特性決定，具有隨機(jī)性、脈動(dòng)性、復(fù)雜性等特點(diǎn)[9-10]，屬大空間非穩(wěn)態(tài)自然對流及介質(zhì)參與性輻射耦合的復(fù)雜流動(dòng)狀態(tài)下的傳熱問題。本文建立爐內(nèi)自然對流和輻射耦合三維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型，搭建130 kW實(shí)驗(yàn)裝置，分析研究中間載熱介質(zhì)為水的天然氣加熱爐內(nèi)非穩(wěn)態(tài)耦合熱流場特性。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及物理模型

天然氣加熱實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)[11]如圖1（a）所示。大筒體加熱爐的尺寸和規(guī)格見表1。大圓筒外包裹8 mm厚絕緣層。除了在對流管束進(jìn)出口、燃料進(jìn)口以及煙氣出口等位置設(shè)置了溫度和壓力測點(diǎn)，為了獲得圓筒內(nèi)載熱介質(zhì)的溫度分布，在筒體中心截面還放置了9個(gè)熱電偶。各測點(diǎn)布置如圖1（b）所示。測點(diǎn)0位于圓筒中心，定義為圓筒的中心溫度；測點(diǎn)1位于對流管束第三管程區(qū)域；測點(diǎn)2位于對流管束第四管程區(qū)域；測點(diǎn)3位于對流管束第二管程區(qū)域；測點(diǎn)4位于對流管束第一管程區(qū)域；測點(diǎn)5位于煙管束的上部區(qū)域；測點(diǎn)6位于煙管束的下部區(qū)域；測點(diǎn)7在火管的上部區(qū)域；測點(diǎn)8在圓筒的底部區(qū)域。溫度測量值的不確定度主要決定于熱電偶的精度和放置位置的偏差，為了與后面的數(shù)值模擬結(jié)果比較，溫度測量不確定度取±2 K。本實(shí)驗(yàn)中，燃料流量設(shè)為10 m3/h，被加熱天然氣壓力為 5.5 MPa，速度設(shè)為 1.67 m/s，入口溫度為 280 K。

表1 天然氣加熱爐各部件規(guī)格參數(shù)Tab.1 Specification parameters of components of natural gas heater

圖1 天然氣加熱爐實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Experimental system of natural gas heater

運(yùn)用Solidworks軟件建立尺寸和構(gòu)型與實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)一致的三維物理模型，將坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)置在圓筒的中心部位，坐標(biāo)軸及各截面截取部位如圖2所示。其中，A-A截面為x=0.5 m處截面，B-B截面為 x=0.0 m 處截面，C-C 截面為 x=?0.5 m處截面，D-D截面為 y=0.21 m處截面，E-E截面為y=?0.255 m 處截面。

圖2 模型坐標(biāo)軸及截面位置圖Fig.2 Model coordinate axis and section location

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本方程

基于天然氣加熱爐內(nèi)實(shí)際工作過程，給出如下三維非穩(wěn)態(tài)自然對流換熱與輻射耦合傳熱的控制方程。

質(zhì)量守恒方程

式中： ρ為流體密度；ui為 沿i方向的流體速度分量；t為時(shí)間；x為坐標(biāo)。

化學(xué)組分守恒方程

式中：ms為組分s的質(zhì)量分?jǐn)?shù)， Γs為它的交換系數(shù)；Rs為由于化學(xué)反應(yīng)引起的生成率或者消耗率。

動(dòng)量守恒方程

式 中 ：P為靜 壓 力； τij為應(yīng) 力 矢量 ； ρgi為重 力 在i方向上的分量；Fi為由于阻力等引起的動(dòng)量項(xiàng)。

能量守恒方程

式中：T為溫度；k為流體的傳熱系數(shù)；Snr為除了輻射以外的其他因素（如：化學(xué)反應(yīng)、粘性耗散等）引起的能量變化；Qs為輻射源項(xiàng)，通過下式計(jì)算：

式中：ka為介質(zhì)的吸收系數(shù)； σ為黑體輻射常數(shù)；?為空間立體角；I為介質(zhì)的輻射強(qiáng)度，通過求解輻射傳遞方程來確定：

式中：Im為m方 向的輻射強(qiáng)度；Ib為黑體的輻射強(qiáng)度； μm， ηm為m方 向上的方向余弦值；M是離散值。

對于不透明和漫射壁面，輻射邊界條件如下：

式中： εω為壁發(fā)射率；nω為墻外的法向量；sm′為m′方向上的單位向量； ωm′為立體角在m′方向上的權(quán)重。

在有限體積法的基礎(chǔ)上，采用商業(yè)軟件Fluent 6.3對大筒體內(nèi)的流體流動(dòng)和傳熱進(jìn)行模擬。針對加熱爐內(nèi)氣體的湍流流動(dòng)，選用k?ε雙方程湍流模型；燃燒選用非預(yù)混燃燒模型[12]；由于爐內(nèi)同時(shí)存在燃燒氣體輻射和介質(zhì)參與性輻射，故本文選用適用范圍廣的DO輻射模型；對于火管和煙管內(nèi)燃燒過程的介質(zhì)吸收系數(shù)，選用灰氣體加權(quán)平均WSGGM模型[13]進(jìn)行模擬計(jì)算。

2.2 中間載熱介質(zhì)水的吸收系數(shù)

Hale等在 200 nm～200 μm 波長范圍內(nèi)進(jìn)行介質(zhì)水的光學(xué)常數(shù)測量研究[14]，得到的波長計(jì)算吸收系數(shù)的公式為

式中： λ為波長；kλ為消光系數(shù)。介質(zhì)水的消光系數(shù)測量裝置如圖3所示。光源（波長可調(diào)節(jié)）穿過平行光濾波器后得到一束平行光，平行光束穿透盛有待測水體的玻璃容器，再穿過散射光過濾器到達(dá)標(biāo)準(zhǔn)板。標(biāo)準(zhǔn)板為反射率為1的朗伯體表面，具有穩(wěn)定的反射率。最終到達(dá)標(biāo)準(zhǔn)板的光被反射進(jìn)入光譜儀探測器，光譜儀所測量到的輻射量度即可用來計(jì)算待測水體的消光系數(shù)，進(jìn)而獲得介質(zhì)水在不同溫度和波長下的吸收系數(shù)。

圖3 消光系數(shù)測量裝置Fig.3 Extinction coefficient measuring device

圖4為介質(zhì)水在不同波長下，溫度為25 ℃時(shí)所對應(yīng)的吸收系數(shù)，可知在0.76～20 μm波長范圍內(nèi)，介質(zhì)水的平均吸收系數(shù)為 180330.2 m?1。圖5為介質(zhì)水在不同溫度下的吸收系數(shù)。

圖4 介質(zhì)水在不同波長下的吸收系數(shù)（25 ℃）Fig.4 Absorption coefficient of medium water at different wavelengths（25 ℃）

圖5 介質(zhì)水在不同溫度下的吸收系數(shù)Fig.5 Absorption coefficient of medium water at different temperatures

2.3 初始及邊界條件

根據(jù)加熱裝置的實(shí)際運(yùn)行情況，計(jì)算初始和邊界條件規(guī)定如下：大筒體和燃燒器外壁視為絕熱邊界；不考慮燃燒之外的其他化學(xué)反應(yīng)與變化；在火管進(jìn)口和煙道管束出口均沒有逸氣和吸風(fēng)。對流管束入口采用速度入口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件；入口處天然氣壓力為5.5 MPa，速度為1.67 m/s，溫度為280 K。對流管束內(nèi)被加熱天然氣的各物性參數(shù)均設(shè)為隨溫度變化的函數(shù)；介質(zhì)水物性參數(shù)設(shè)為隨溫度變化的函數(shù)。燃料氣進(jìn)口流量設(shè)為 0.0031 kg/s，實(shí)際空氣量設(shè)為0.054 kg/s。燃燒器的燃料入口和空氣入口均采用速度入口邊界條件，燃料入口速度設(shè)為39.2 m/s，壓力為 0.12 MPa；空氣入口速度為 10.9 m/s，壓力為8 kPa；燃料和空氣入口溫度均為300 K。煙管出口設(shè)為壓力出口邊界條件，出口壓力為?20 Pa。

火管、煙道管束以及對流管束各自內(nèi)外壁面介質(zhì)區(qū)域不同，將這三類壁面均設(shè)為Coupled耦合壁面邊界條件，壁面黑度取0.8。

2.4 網(wǎng)格劃分

采用無結(jié)構(gòu)笛卡爾網(wǎng)格貼體解，不僅不規(guī)則換熱面網(wǎng)格系統(tǒng)簡單直觀，而且避免了節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)和控制方程在物理域和計(jì)算域的轉(zhuǎn)換[15]。對燃燒器、火管、煙管及對流管束附近進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密，計(jì)算典型網(wǎng)格如圖6中所示。

圖6 網(wǎng)格劃分圖Fig.6 Typical grid system

本文建立了5個(gè)網(wǎng)格級別進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢測：532 萬、891 萬、1560 萬、2770 萬和 3630 萬。圖7比較了對流管束內(nèi)的總傳熱量與煙管束煙氣出口平均溫度值。可以看出，總傳熱量和出口煙溫隨著網(wǎng)格的細(xì)化而收斂。網(wǎng)格數(shù)2770萬時(shí)的對流管束總傳熱量與1560萬網(wǎng)格的總傳熱量之差小于0.25%，煙氣出口均溫之差小于0.37%。因此，模擬使用1560萬網(wǎng)格級別設(shè)置。

圖7 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.7 Grid-independence test of medium water

3 結(jié)果與討論

在繼續(xù)研究介質(zhì)水的耦合熱流場之前，將模擬溫度與圖1（b）中標(biāo)記的9個(gè)位置的實(shí)驗(yàn)測量值進(jìn)行比較，如圖8所示。結(jié)果表明，模擬得到的溫度與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。由于在模擬中忽略了通過大筒體壁的散熱，模擬溫度比實(shí)驗(yàn)測量值高1～2.1 ℃。

圖8 9個(gè)測量點(diǎn)的模擬值與實(shí)驗(yàn)測量值比較Fig.8 Comparison of the temperatures simulated and measured at nine locations

圖9為不同時(shí)刻被加熱天然氣出口溫度及加熱爐加熱效率的比較。天然氣出口溫度隨運(yùn)行時(shí)間的增加而增加，當(dāng)運(yùn)行至2.5 h溫度曲線開始平穩(wěn)。天然氣出口溫度在 2.5 h 時(shí)為 314.68 K，3.1 h時(shí)為 314.79 K，3.7 h 時(shí)為 314.85 K，天然氣出口溫升不超過0.5 ℃，可認(rèn)為此時(shí)加熱爐內(nèi)熱流場已達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)。加熱爐達(dá)到穩(wěn)態(tài)的時(shí)間即為該加熱爐啟動(dòng)所需時(shí)長，因此，以水作為中間載熱介質(zhì)的天然氣加熱爐的啟動(dòng)時(shí)間約為2.5 h。

圖10為不同時(shí)刻所對應(yīng)的對流管束總傳熱量和輻射傳熱量。同樣，對流管束總傳熱量和輻射傳熱量隨運(yùn)行時(shí)間的增加而增加，當(dāng)加熱爐運(yùn)行至穩(wěn)態(tài)時(shí)，對流管束總傳熱量為108121 W，輻射傳熱量為25765 W，介質(zhì)水的對流管束輻射傳熱量占總傳熱量的比值為23.3%～24.5%，介質(zhì)參與性輻射不可忽略。圖9中加熱爐的加熱效率定義為對流管束內(nèi)天然氣吸收的熱量與加熱爐供熱功率的比值，因此，加熱效率的變化趨勢與對流管束總傳熱量的變化趨勢相同，當(dāng)加熱爐運(yùn)行至準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時(shí)，加熱爐效率為83.5%。

圖9 不同時(shí)刻對應(yīng)的天然氣出口溫度及加熱效率Fig.9 Gas outlet temperature and heating efficiency at different time

圖10 不同時(shí)刻對應(yīng)的對流管束總傳熱量及輻射傳熱量Fig.10 Total heat transfer rate and radiation heat transfer rate of convection tube bundle at different time

圖11-14為加熱爐運(yùn)行至穩(wěn)態(tài)時(shí)，獲得的圖2中標(biāo)記的各對應(yīng)截面的溫度和速度云圖。圖11顯示，當(dāng)模擬運(yùn)行時(shí)間達(dá)到2.5 h時(shí)，爐內(nèi)高溫區(qū)域開始覆蓋上部對流管束，說明介質(zhì)水已基本加熱到工作溫度（350 K），能為對流管束內(nèi)的待加熱天然氣提供穩(wěn)定的熱量。進(jìn)一步分析各截面溫度場（圖11）和速度場（圖12）可知，截面上火管和煙管束與對流管束之間的介質(zhì)流動(dòng)均存在明顯的對沖現(xiàn)象，導(dǎo)致內(nèi)部流場紊亂。加熱爐的后部溫度最高，介質(zhì)流動(dòng)也最劇烈，越靠近火管進(jìn)口和煙管出口，溫度越低，介質(zhì)流速也越緩慢。

圖11 t=2.5 h時(shí)的溫度云圖Fig.11 Isothermal contour at 2.5 h

圖12 t=2.5 h時(shí)的速度矢量圖Fig.12 Velocity vector diagram at 2.5 h

圖13為 2.5 h運(yùn)行時(shí)間下在y=?0.255 m 截面處的溫度云圖和速度矢量圖，可以看出，介質(zhì)水在軸向的整體溫差較低，由于火管屬于U型管，在彎管處高溫?zé)煔馔Ａ魰r(shí)間較長，而且非預(yù)混燃燒方式使得燃料在火管中后部才完全燃燒，所以彎管附近的溫度較高，此處介質(zhì)流速也較大。圖14為2.5 h運(yùn)行時(shí)間下在y=0.21 m截面處的對流管束溫度云圖和速度矢量圖，再結(jié)合x截面各溫度場和速度場圖可以發(fā)現(xiàn)，介質(zhì)水由于被加熱，體積發(fā)生膨脹，密度降低，在浮力作用下，溫度較高的介質(zhì)向上流動(dòng)，而溫度較低的介質(zhì)向下流動(dòng)，x=0.5 m截面正處于火管后半部分，所以該截面處火管和煙管束與對流管束各管程之間的熱量傳遞較為劇烈。從y=0.21 m截面處的速度矢量圖中也可以看出，對流管束第一管程進(jìn)口處和第四管程出口處因?yàn)樘幱诨鸸芎蟛?，周圍出現(xiàn)了介質(zhì)高速流動(dòng)區(qū)域。在截面y=0.21 m中，對流管束第一和第二管程以及第三和第四管程的彎管附近的溫度較低，這是由于對流管束也是U型管道，因此管內(nèi)天然氣在流經(jīng)彎管時(shí)會(huì)出現(xiàn)積聚，再加上彎管增加了與中間載熱介質(zhì)的接觸面積，所以在對流管束彎管周圍的載熱介質(zhì)會(huì)被帶走大量的熱量，即此處介質(zhì)水溫度較低，介質(zhì)流動(dòng)較為緩慢。從火管和煙管束與對流管束之間的熱量傳遞上來看，由于火管壁的整體溫度比煙管壁高，所以火管與對流管束第一和第二管程之間的熱量傳遞較為劇烈，而煙管束與對流管束第三和第四管程之間僅在加熱爐后半部分有較強(qiáng)的熱量交換，在前部和中部熱量交換較微弱。

圖13 t=2.5 h時(shí)在y=?0.255 m截面處的溫度云圖和速度矢量圖Fig.13 Temperature cloud and velocity vector on section y =?0.255 m at 2.5 h

圖14 t=2.5 h時(shí)在y=0.21 m截面處的溫度云圖和速度矢量圖Fig.14 Temperature cloud and velocity vector on section y=0.21 m at 2.5 h

4 結(jié) 論

以水作為中間載熱介質(zhì)的天然氣加熱爐的啟動(dòng)時(shí)間在2.5 h左右，此后加熱爐內(nèi)部流場趨于穩(wěn)定。數(shù)值結(jié)果表明：由于爐內(nèi)介質(zhì)水的整體循環(huán)不佳，大筒體天然氣加熱爐加熱效率約為83.5%，有進(jìn)一步的提升空間。介質(zhì)水的吸收系數(shù)大，輻射傳熱量占總傳熱量的近1/4，雖然自然對流換熱在天然氣加熱爐內(nèi)仍起主導(dǎo)作用，但介質(zhì)參與性輻射不能被忽略。強(qiáng)化爐內(nèi)自然對流和介質(zhì)參與性輻射的耦合換熱是有效改善大筒體中間載熱介質(zhì)加熱爐效率的技術(shù)途徑。

后續(xù)研究可通過在加熱爐內(nèi)部加裝導(dǎo)流板來改變爐內(nèi)結(jié)構(gòu)，進(jìn)而改善流場組織，提高加熱爐傳熱效率。