Artículo de método

Simulación del flujo de condensación y la transferencia de calor en intercambiadores de calor de tubos espirales para mezclas de hidrocarburos no azeotrópicas

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DOI:

10.3791/71595

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8 de septiembre de 2026

 ,  ,  ,  , 
1Shenyang Polytechnic College, 2School of Municipal and Environmental Engineering, Shenyang Jianzhu University, 3Laboratory of Thermo-fluid Science and Nuclear Engineering, School of Energy and Power Engineering, Northeast Electric Power University

En este artículo

Resumen

Aquí, el artículo presenta un protocolo para simular numéricamente la transferencia de calor por condensación y las características de flujo de mezclas de hidrocarburos no azeotrópicas en intercambiadores de calor enrollados en espiral. Este método evalúa las condiciones operativas y de funcionamiento para predecir los coeficientes de transferencia de calor y las caídas de presión.

Resumen

Como componente fundamental del proceso de licuefacción de gas natural, los intercambiadores de calor enrollados en espiral desempeñan un papel crucial en la producción de GNL. Para comprender exhaustivamente las características del flujo de condensación y de la transferencia de calor de mezclas hidrocarbonadas no azeotrópicas dentro de tubos espirales, la investigación numérica de alta precisión de este estudio sigue un flujo de trabajo bien definido, que incluye la creación de la geometría mediante una herramienta de modelado profesional, la generación de malla mediante un software especializado, el cálculo numérico dentro de un solucionador comercial (que incorpora monitoreo en tiempo real de la convergencia) y un postprocesamiento cuantitativo. Este enfoque integrado garantiza la alta fidelidad del modelo numérico resultante. Las desviaciones máximas respecto a datos experimentales clásicos (los datos experimentales de Neeraas) permanecen por debajo del 15 % para el coeficiente de transferencia de calor y por debajo del 10 % para el gradiente de caída de presión por fricción. Los resultados de la simulación revelan que variar los períodos y amplitudes de balanceo produce tendencias oscilatorias similares en el proceso de transferencia de calor, mostrando efectos tanto de mejora como de deterioro. Específicamente, el período de balanceo altera el rendimiento de la transferencia de calor en ±20 %, mientras que la amplitud de balanceo lo afecta en ±10 %.

Introducción

El gas natural, como combustible fósil relativamente limpio, emite significativamente menos dióxido de carbono y otros contaminantes durante la combustión que el carbón y el petróleo. En la transición global hacia sistemas de energía renovable, el gas natural suele considerarse un «combustible puente» debido a su capacidad para mantener la estabilidad y confiabilidad del suministro energético1. Mediante la licuefacción, el gas natural en estado gaseoso se enfría hasta convertirse en un líquido criogénico (GNL), reduciendo su volumen en un factor de aproximadamente 600, lo que facilita enormemente su transporte y almacenamiento2. El intercambiador de calor enrollado en espiral (SWHE) es un componente central en el proceso de licuefacción del gas natural. Este tipo de intercambiador de calor consta de una serie de tubos espirales fijados dentro de una carcasa cilíndrica, enrollados capa por capa en direcciones opuestas alrededor de un mandril central, con separadores entre las capas para garantizar un espacio suficiente para la transferencia de calor. Debido a su configuración en espiral, el SWHE proporciona una gran área superficial de transferencia de calor en un espacio reducido3. Este diseño compacto lo hace altamente adecuado para su integración en instalaciones grandes, especialmente en plataformas flotantes de producción mar adentro donde el espacio es estrictamente limitado. En los procesos de licuefacción con refrigerante mixto comúnmente utilizados en la producción de GNL, hidrocarburos no azeotrópicos fluyen hacia arriba dentro de los tubos, mientras que el fluido frío del lado de la carcasa fluye hacia abajo de forma contracorriente a través de los espacios dentro del haz de tubos. Bajo estas condiciones, el proceso principal en el lado de los tubos es la condensación de hidrocarburos no azeotrópicos dentro de los tubos espirales, que implica un flujo bifásico complejo gas-líquido4,5.

Para predecir con precisión las características de flujo y transferencia de calor de la condensación en el interior de tubos, se ha llevado a cabo una amplia investigación. Para alcanos de un solo componente, Fries et al.6 midieron las características de transferencia de calor por condensación del propano en tubos horizontales, encontrando que la caída de presión aumentaba al disminuir el diámetro del tubo y la presión de saturación. También observaron que la gravedad provocaba que el coeficiente de transferencia de calor en la parte inferior del tubo fuera menor que en la parte superior. Zhuang et al.7,8 estudiaron la condensación de metano y etano en tubos horizontales, demostrando que el coeficiente de transferencia de calor y la caída de presión por fricción aumentaban con el caudal y la calidad del vapor. Un estudio previo9 analizó el proceso de condensación del propano en microcanales, confirmando que las tendencias de transferencia de calor y caída de presión eran similares a las de los canales convencionales. Para refrigerantes mezclados, Smit et al.10 investigaron la condensación de mezclas de R22/R142b en tubos horizontales, encontrando que, a bajos flujos másicos, el aumento de la fracción másica de R142b reducía significativamente el coeficiente de transferencia de calor. Berrada et al.11 estudiaron una mezcla de R134a/R23 y descubrieron que el deslizamiento de temperatura tenía poco efecto sobre la transferencia de calor bajo diferentes proporciones de componentes. Neeraas realizó experimentos con mezclas de etano/propano en tubos espirales, señalando que el efecto de mezclado impactaba significativamente el cálculo del coeficiente de transferencia de calor por condensación12. En simulaciones numéricas, Li et al.13 simularon el proceso de condensación de etano/propano, mostrando que el coeficiente de transferencia de calor y la caída de presión por fricción disminuían al aumentar la presión de saturación. Qiu et al.14 introdujeron el efecto de arrastre entre vapor y líquido al simular la condensación de propano en tubos espirales; sus resultados mostraron que considerar este efecto reducía la desviación entre los resultados de la simulación y los datos experimentales a menos del 25 %.

A pesar de la extensa investigación sobre diversos fluidos de trabajo y configuraciones de canales, persiste una brecha considerable entre los fluidos puros o binarios comúnmente estudiados en la literatura y las mezclas multicomponentes utilizadas en la producción industrial de GNL. Específicamente, las investigaciones numéricas centradas en mezclas hidrocarbonadas no azeotrópicas con tres o más componentes dentro de canales de flujo complejos son notablemente limitadas15. Además, en lo que respecta a la aplicación específica de plataformas offshore de GNL, aún existe una falta de comprensión integral sobre cómo el movimiento del equipo causado por el entorno marino altera el flujo de condensación y el comportamiento de la transferencia de calor. Para abordar estas lagunas de investigación, este estudio combina simulaciones de dinámica de fluidos computacional (CFD) con datos experimentales existentes para desarrollar un modelo detallado tridimensional del flujo bifásico de condensación. Se comparan y analizan el coeficiente de transferencia de calor y la caída de presión friccional simulados basándose en datos experimentales clásicos. Sobre la base de este modelo, el artículo se centra en simular el proceso de condensación de composiciones representativas de campos de gas en tubos espirales, particularmente bajo condiciones de balanceo, con el fin de investigar los mecanismos subyacentes de la influencia del movimiento complejo en la transferencia de calor por condensación multicomponente. Este estudio proporciona una base teórica confiable y orientación ingenieril para el diseño y optimización de intercambiadores de calor eficientes en procesos de licuefacción de gas natural offshore.

Protocolo

Dado que este trabajo se centra en las características locales de transferencia de calor y caída de presión durante la condensación dentro del tubo helicoidal, se puede emplear un dominio reducido una vez que el flujo esté completamente desarrollado, lo que permite una representación precisa del comportamiento térmico y de flujo local. Para la validación frente a datos experimentales, se construye un modelo de tubo helicoidal de tres secciones basado en el modelo físico propuesto por Neeraas12, con un diámetro de tubo de 14 mm, un ángulo de hélice de 10° y un diámetro de espira de 2 m. El modelo consta de tres regiones: una sección completamente desarrollada (0,6 m), una sección de prueba (0,2 m) y una sección de estabilización de presión (0,2 m). La sección completamente desarrollada garantiza que el flujo esté suficientemente desarrollado antes de entrar en la región de interés. La sección de prueba se utiliza para comparar con los datos experimentales y para realizar un análisis detallado de las características locales de flujo y transferencia de calor. La sección de estabilización de presión está diseñada para mantener la estabilidad de la presión de salida y evitar el flujo inverso, evitando así interferencias con los resultados obtenidos en la sección de prueba. El software de modelado específico se obtiene de la Tabla de Materiales.

1. Modelo físico y malla

  1. Abra el software de modelado. En la barra de estado inferior, seleccione Modo de croquis y haga clic en el plano Z–X para entrar en el entorno de croquis.
  2. En la barra de herramientas superior, seleccione la herramienta Círculo. Dibuje un círculo en el origen con un diámetro de 14 y luego presione Entrar. Haga clic en Regresar al modo 3D en la barra de herramientas superior. El círculo de croquis se convertirá entonces en una superficie.
  3. Seleccione la superficie circular generada. Haga clic en la herramienta Mover (atajo: M) en la barra de herramientas superior. Aparecerá un manipulador triaxial (mango de tres ejes) sobre la superficie. Arrastre la esfera amarilla en el centro del manipulador hasta el origen global (0, 0, 0), que servirá como referencia para rotación y traslación.
  4. Arrastre la flecha roja a lo largo del eje X, ingrese 1000 mm y presione Entrar. Rotación: haga clic en el anillo de rotación alrededor del eje X (arco azul o verde), ingrese 10° y presione Entrar.
  5. Haga clic en la herramienta Extrusión (atajo: P) en la barra de herramientas superior y seleccione la superficie circular. En el panel izquierdo, elija la opción Revolución. Luego seleccione el eje Z del sistema de coordenadas global como eje de rotación. Active la opción Hélice en el panel izquierdo. Cree Volumen 1: en el cuadro de entrada o en el panel izquierdo, ingrese una altura de 138.87 mm y un ángulo de 45.16°, luego presione Entrar. Se genera el primer dominio de fluido.
  6. Cree Volumen 2: seleccione la cara final nueva del Volumen 1. Repita la operación de extrusión helicoidal, utilizando nuevamente el eje Z como eje de rotación. Ingrese una altura de 69.44 y un ángulo de 22.58°.
  7. Cree Volumen 3: seleccione la cara final nueva del Volumen 2. Cree el Volumen 3 con los mismos parámetros que el Volumen 2 utilizando el mismo método.
  8. Haga clic en la pestaña Banco de trabajo en la barra de menú superior. Haga clic en el botón Compartir. El software resaltará automáticamente las dos caras que se intersectan entre los tres volúmenes. Haga clic en el botón Completar (marcado con una marca de verificación) a la derecha.
  9. Haga clic en la pestaña Grupos en el panel izquierdo. Seleccione la cara circular inicial del primer volumen, luego haga clic en Crear selección con nombre y defínala como entrada (in).
  10. Seleccione la cara circular final del tercer volumen, presione Ctrl + G para crear un grupo y defínala como salida (out).
  11. Seleccione las superficies cilíndricas externas de los tres volúmenes y defínalas como límites de pared: wall1, wall2 y wall3.
  12. En el árbol de estructura de la izquierda, mantenga presionada la tecla Ctrl y seleccione los tres sólidos. Presione Ctrl + G para crear un grupo y renómbrelo como fluido.
  13. Conecte la geometría generada al módulo Malla y haga doble clic para abrir el software de mallado. En el árbol de la izquierda, haga clic en Malla. En el panel Detalles en la parte inferior izquierda, expanda Dimensionamiento y establezca el Tamaño del elemento en 3.
  14. Haga clic derecho en Malla en el árbol, Insertar, Dimensionamiento. Seleccione la superficie de entrada (in) como geometría y haga clic en Aplicar. Establezca el Tamaño del elemento en 0.6.
  15. Haga clic derecho en Malla, Insertar, Inflación. Geometría: seleccione los tres dominios de fluido y haga clic en Aplicar. Límite: seleccione las superficies de pared externas definidas como wall, luego haga clic en Aplicar. Cambie la opción a Grosor de la primera capa. Altura de la primera capa: 0.01 mm. Número máximo de capas: 15. Tasa de crecimiento: 1.25.
  16. Haga clic derecho en Malla, Insertar, Método. Seleccione los tres dominios de fluido y haga clic en Aplicar. En el menú desplegable Método, elija Barrido. Bajo esta Selección, seleccione Fuente manual. Elija la superficie de entrada (in) como cara fuente y haga clic en Aplicar.
  17. Haga clic derecho en Malla en el árbol y seleccione Generar malla. En este estudio, la calidad de la malla fue estrictamente controlada. La calidad ortogonal mínima de la malla generada es superior a 0.90.

2. Funcionamiento del software de simulación

  1. Abra el software de resolución. Vaya a la pestaña Archivo y, en Leer, seleccione Malla. Luego, vaya a Escalar malla y establezca La malla fue creada en mm.
  2. En la configuración del solucionador, seleccione el solucionador basado en presión, elija Absoluta para la formulación de velocidad y active la opción transitoria para el tiempo.
    NOTA: Al superponer la ecuación de oscilación sobre un caso de referencia estacionario e implementarla mediante una función definida por el usuario, el marco de coordenadas en movimiento puede representar la condición oscilante.
  3. Haga clic en Definido por el usuario, luego seleccione Funciones. En la sección de funciones definidas por el usuario interpretadas (UDF), cargue el archivo de oscilación compilado.
    NOTA: El movimiento resultante se expresa como se muestra en la Ecuación (1). Se adoptó e implementó una metodología de malla estática utilizando un marco de coordenadas en movimiento. La física fundamental del movimiento de agitación depende del movimiento relativo del fluido con respecto al límite del recipiente. La excitación del movimiento de agitación se representa como términos fuente de aceleración dinámica equivalentes en las ecuaciones de momento, lo que permite reproducir completamente las fuerzas dinámicas del fluido sobre una malla estacionaria.
    Ecuación de movimiento armónico X=Xsin(2πt/Tc)max, fórmula, física, análisis de onda sinusoidal.      (1)
    En la ecuación, Tc representa el período de balanceo y X denota el desplazamiento generado por el balanceo.
  4. Establezca la aceleración gravitacional en la dirección Y en −9,81 m/s2. En Modelos, active Energía y habilite la Ecuación de energía.
  5. En Modelos, active Viscoso y seleccione el Modelo de esfuerzo de Reynolds (7 ecuaciones). En la configuración del modelo de esfuerzo de Reynolds, elija Presión-deformación lineal. Para el tratamiento cerca de la pared, seleccione Funciones de pared escalables.
  6. En Fases, establezca la Fase-1 (Fase primaria) como gas y la Fase-2 (Fase secundaria) como líquido. En Opciones globales, active Modelado de fuerza de tensión superficial y seleccione el modelo de fuerza de superficie continuo.
    NOTA: Se adoptó un enfoque pseudo-fluido equivalente basado en propiedades termofísicas dependientes de la temperatura y la presión, metodología ampliamente aceptada en estudios CFD de mezclas multicomponentes. Dada una composición inicial fija de la mezcla, las propiedades termofísicas dependientes del estado —incluyendo densidad, viscosidad dinámica, conductividad térmica, capacidad calorífica específica y características de saturación— se calcularon y generaron utilizando la base de datos NIST REFPROP en todo el rango de temperatura y presión operativos. En el presente estudio, la mezcla mantiene una composición macroscópica homogénea durante toda la simulación. El uso de propiedades variables derivadas de NIST captura con precisión las características termofísicas no lineales del fluido multicomponente, evitando cargas computacionales innecesarias.
  7. Tomando como ejemplo una mezcla de etano–propano, con una calidad de vapor de 0,56 y una presión de 3,2 MPa, defina las propiedades de la fase líquida en Materiales como sigue:
    1. Densidad: 393,06 kg/m3
    2. Capacidad calorífica específica (Cp): 3866,4 J/(kg·K)
    3. Conductividad térmica: 0,078798 W/(m·K)
    4. Viscosidad: 5,4796 × 10⁻5 Pa·s
    5. Peso molecular: 37,115 kg/kmol
    6. Entalpía en estado estándar: 0
    7. Temperatura de referencia: 321 K
  8. En Materiales, defina las propiedades de la fase gaseosa como sigue:
    1. Densidad: 67,49 kg/m3
    2. Capacidad calorífica específica (Cp): 3488,7 J/(kg·K)
    3. Conductividad térmica: 0,03035 W/(m·K)
    4. Viscosidad: 1,129 × 10⁻5 Pa·s
    5. Peso molecular: 34,756 kg/kmol
    6. Entalpía en estado estándar: 0
    7. Temperatura de referencia: 321 K
  9. Establezca la condición de contorno de entrada como Entrada de flujo másico (flujo másico 300 kg/(m2·s)), la salida como Salida de presión (0 MPa) y la condición de contorno de pared como Flujo de calor (-10340 W/m2).
  10. En Métodos, seleccione el algoritmo PISO para los métodos de solución. Para la fracción de volumen, elija Geo-Reconstrucción.
    NOTA: Aunque el método de volumen de fluido (VOF) es ampliamente aceptado para rastrear la evolución topológica de la superficie libre a escala macroscópica en procesos de agitación y cambio de fase térmica, persisten limitaciones inherentes en la precisión de captura de la interfaz y en la detección de fluctuaciones interfaciales a escala microscópica. La formulación VOF depende fundamentalmente de fracciones de volumen de fase discretas en cada celda. El esquema Geo-Reconstrucción empleado aquí reduce significativamente la difusión numérica; sin embargo, la resolución de microgotas subcuadrícula, formación de pulverización o estructuras interfaciales microscópicas sigue estando estrictamente limitada por el refinamiento local de la malla. Para la dinámica de agitación a escala macroscópica, convección térmica en bloque y leyes de transferencia de masa por cambio de fase priorizadas en esta investigación, el marco VOF actual con aproximadamente 1,42 millones de elementos de malla logra un equilibrio óptimo entre precisión topológica y costo computacional.
  11. En Monitores, configure el monitoreo de:
    1. Presión en la entrada y salida de la sección de prueba.
    2. Temperatura en la entrada y salida.
    3. Temperatura de la pared.
    4. Fracción de volumen en la entrada y salida.
      NOTA: El criterio de convergencia para el residuo de energía se establece en 1 × 10⁻8, mientras que para los demás parámetros se establece en 1 × 10⁻4. Variables globales clave, incluyendo la temperatura promedio ponderada por área y la caída total de presión a través de la sección de prueba, se monitorearon dinámicamente. El cálculo se continuó hasta que estas variables no mostraron fluctuaciones adicionales, asegurando que el campo de flujo hubiera alcanzado un estado completamente desarrollado y estable.
  12. Seleccione el método de inicialización estándar, calculando desde todas las zonas. Tras la inicialización, en el panel Ejecutar cálculo, establezca: Tamaño de paso de tiempo: 1 × 10⁻4 s y Número de pasos de tiempo: 1 × 106.

3. Configuración del posprocesamiento y exportación de datos

  1. En el panel Calculation Activities, haga clic en Autosave (Every Flow Time) para abrir la ventana Autosave. En la configuración de Autosave, establezca Save Data File Every [s] en 0.01 y especifique Flow Time como el tipo de intervalo de guardado. Para el tipo Save Associated Case Files, seleccione Only if Modified y luego haga clic en OK.
  2. Abra la ventana Contours desde el panel Results. En la configuración de Contours, active las opciones Filled, Node Values, Boundary Values, Global Range y Auto Range.
  3. Seleccione Phases como tipo de contorno y Volume Fraction como variable, luego especifique la fase-1 como fase objetivo. Finalmente, haga clic en Save/Display para visualizar la distribución del contorno.
    NOTA: El coeficiente de transferencia de calor se calcula como el flujo de calor en la pared dividido por la fuerza impulsora de temperatura, obtenida a partir de la diferencia de temperatura entre la entrada y la salida de la sección de prueba. Bajo condiciones de oscilación, se utiliza el coeficiente de transferencia de calor promediado en el tiempo. La caída de presión se determina monitoreando la diferencia entre las presiones de entrada y salida, y el gradiente de caída de presión por fricción se calcula posteriormente como la relación entre esta caída de presión y la longitud del segmento del tubo.
  4. Importe los datos obtenidos a Excel, como los valores de temperatura y presión de entrada y salida.
  5. Obtenga la diferencia de temperatura y la diferencia de presión entre la entrada y la salida de acuerdo con el método de cálculo descrito en la sección 3.3.

Resultados

Utilizando el modelo numérico validado, se simuló el proceso real de licuefacción para investigar sistemáticamente las variaciones en el coeficiente de transferencia de calor y la caída de presión por fricción en diferentes parámetros operativos, proporcionando así una base teórica para el diseño y la optimización de intercambiadores de calor. Las principales conclusiones se resumen a continuación: en la condensación de un fluido puro, la transferencia de calor se limita principalmente a la película líquida adyacente a la pared del tubo, donde la temperatura de la interfase gas-líquido es igual a la temperatura del vapor central, ambas correspondientes a la temperatura de saturación. En contraste, la condensación de una mezcla es un proceso fuera del equilibrio caracterizado por la transferencia simultánea de calor dentro de la película líquida y del núcleo de vapor. En consecuencia, la temperatura de la interfase gas-líquido se desvía de la temperatura de saturación en el seno del fluido, acompañada de un cambio en la concentración interfacial respecto al estado saturado de equilibrio. Durante este proceso, el componente menos volátil se condensa preferentemente, haciendo que el componente más volátil se acumule en la interfase de fase. Esta acumulación incrementa la concentración local del componente más volátil, estableciendo un gradiente de concentración entre la interfase y el vapor en el seno del fluido. Este gradiente induce una resistencia significativa a la transferencia de masa que dificulta la condensación del componente menos volátil, degradando así el coeficiente de transferencia de calor por condensación.

Ecuación de fracción de volumen:

Ecuación diferencial parcial para la dinámica de fluidos, involucra transporte escalar en un diagrama matemático.      (2)

Ecuación de dinámica de fluidos ∂a/∂t + ∇·(ua) = -S/ρ; diagrama del principio de conservación de la masa.      (3)

Las fracciones de volumen de las fases gaseosa y líquida cumplen la siguiente condición:

Fórmula de equilibrio estático Σaₗ + aₑ = 1; diagrama; concepto educativo de física.    (4)

Ecuación de energía:

Ecuación del transporte de energía en dinámica de fluidos; incluye símbolos, operadores diferenciales, gradiente.    (5)

Modelo de transición de fase de Lee:

Ecuación termodinámica S_al=-r·a_l·ρ_l(T-T_s)/T_s, T≥T_s, relacionada con procesos térmicos.      (6)

Ecuación de equilibrio estático, fórmula para la distribución de tensiones, relacionada con las condiciones de temperatura.      (7)

donde S(αl) representa la velocidad de transferencia de masa asociada al cambio de fase por unidad de volumen y por unidad de tiempo; αl representa la fracción de volumen de la fase líquida; αg representa la fracción de volumen de la fase gaseosa; u⃗ representa la velocidad compartida de las dos fases m/s; ρ es la densidad de la mezcla obtenida mediante promedio ponderado por fracción de volumen kg/m3; µ denota la viscosidad dinámica de la mezcla Pa·s; h es la entalpía media de las fases gaseosa y líquida J/kg; λefectiva es la conductividad térmica efectiva entre las fases gaseosa y líquida W/(m·K); r es el factor de relajación temporal 1/s, en este artículo se establece en 104; Ts es la temperatura de saturación. El comportamiento de una mezcla de fluidos de trabajo durante la condensación difiere del de fluidos de trabajo puros, principalmente debido a la volatilidad de los componentes.

El flujo másico, la calidad del vapor y la presión de saturación tienen efectos significativos sobre el coeficiente de transferencia de calor por condensación y la caída de presión por fricción. Al aumentar el flujo másico, la velocidad del flujo se incrementa, intensificando la perturbación de la película de vapor y mejorando así la transferencia de calor dentro de la película, lo que provoca un aumento general del coeficiente de transferencia de calor. Mientras tanto, el esfuerzo cortante ejercido por la fase de vapor sobre la película líquida se vuelve más fuerte, resultando en una mayor caída de presión por fricción. Al aumentar la calidad del vapor, tanto la relación de deslizamiento entre fases como la velocidad de la mezcla aumentan, fortaleciendo la interacción cortante entre la película líquida y la pared, así como el esfuerzo cortante interfacial entre las fases de vapor y líquido. Esto mejora el rendimiento de la transferencia de calor. Bajo estas condiciones, los efectos cortantes se vuelven dominantes, y la reducción de la densidad de la mezcla contribuye además a un aumento en la caída de presión por fricción. La presión de saturación también desempeña un papel fundamental en la determinación de las características del flujo y de la transferencia de calor. A bajas presiones de saturación, la densidad del vapor disminuye mientras que la velocidad del flujo aumenta, lo que conduce a una película líquida más delgada y una resistencia térmica reducida, mejorando así la transferencia de calor. En contraste, a presiones de saturación más altas, la temperatura del fluido aumenta, y la densidad y la viscosidad del líquido disminuyen, lo que debilita la interacción cortante entre la película líquida y la pared, resultando en una reducción de la caída de presión por fricción. A una calidad de vapor de 0,5, cuando el flujo másico aumenta de 450 a 550 kg/(m2·s), el coeficiente de transferencia de calor sube de 5118 a 5637 W/(m2·K), lo que representa un aumento del 10 %. Concurrentemente, la caída de presión por fricción aumenta de 2523 a 3442 Pa/m, lo que indica un incremento sustancial del 36 %.

Los efectos del período de balanceo y de la amplitud de balanceo sobre el proceso de transferencia de calor presentan tendencias similares, mostrando ambos la coexistencia de mejora y deterioro de la transferencia de calor. El movimiento de balanceo altera la intensidad de la turbulencia dentro de la película líquida y, en consecuencia, afecta la energía cinética turbulenta de la película. Cuando la energía cinética turbulenta promediada por ciclo aumenta, el transporte mejorado por turbulencia se vuelve dominante, lo que conduce a una transferencia de calor mejorada. En contraste, cuando la energía cinética turbulenta promediada por ciclo disminuye, la debilitación de la turbulencia suprime el rendimiento de la transferencia de calor. Al mismo tiempo, el movimiento de balanceo intensifica las fluctuaciones en la película líquida y altera su espesor. Una reducción en el espesor de la película líquida disminuye la resistencia térmica y, por lo tanto, mejora la transferencia de calor, mientras que un aumento en el espesor de la película eleva la resistencia térmica y debilita el rendimiento de la transferencia de calor. Estos dos mecanismos, es decir, la variación de la energía cinética turbulenta y el cambio en el espesor de la película líquida, interactúan y determinan conjuntamente el comportamiento general de la transferencia de calor durante un ciclo de balanceo. Dentro del rango considerado en este estudio, la influencia del período de balanceo sobre el rendimiento de la transferencia de calor es aproximadamente del ±20 %, mientras que la de la amplitud de balanceo es del ±10 %.

Diagrama del intercambiador de calor con secciones etiquetadas de estabilización de presión y comparación; proceso de flujo de fluido.
Figura 1: Diagrama esquemático del modelo físico simulado. Debido al costo computacional prohibitivo de simular tubos helicoidales a escala completa, se adopta un modelo simplificado de dominio reducido, como se muestra en la Figura 1. Para validarlo con datos experimentales de Neeraas12, se construye un modelo de tres secciones (diámetro del tubo: 14 mm, ángulo helicoidal: 10°, diámetro de la espiral: 2 m). Este consta de una sección completamente desarrollada (0,6 m) para establecer el flujo, una sección de prueba (0,2 m) para la comparación local de datos y una sección de estabilización de presión (0,2 m) para evitar la retrofluencia y mantener la estabilidad de la presión de salida. El modelo comprende tres partes, siendo la primera derivada de un diagrama esquemático en un libro publicado previamente por Cai1. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Gráfico de transferencia de calor frente a caída de presión por fricción; relación con el número de celdas; análisis de eficiencia térmica.
Figura 2: Resultados de la independencia de la malla. La figura 2 muestra los resultados de verificación de independencia de la malla para el coeficiente de transferencia de calor y la caída de presión por fricción en función del número de celdas. Como se observa en la figura, tanto el coeficiente de transferencia de calor como la caída de presión por fricción disminuyen significativamente cuando el número total de celdas aumenta de 0,60 millones a 1,33 millones. Más allá de 1,33 millones de celdas, las variaciones en ambas cantidades monitoreadas se estabilizan; un refinamiento adicional de la malla hasta 1,85 millones de celdas produce una desviación relativa inferior al 0,5%, lo que indica que se ha alcanzado la independencia de la malla. Equilibrando la precisión computacional y el costo en recursos, se adoptó una resolución de malla con aproximadamente 1,42 millones de celdas para todas las simulaciones posteriores. Además, se ha verificado que esta resolución de malla es adecuada tanto para condiciones estacionarias como oscilantes. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Gráfico de barras que compara los datos de simulación frente a los experimentales sobre el coeficiente de transferencia de calor frente a la calidad del vapor.
Figura 3: Resultados de verificación de la simulación numérica del coeficiente de transferencia de calor y los datos experimentales de Neeraas. Los coeficientes de transferencia de calor predichos concuerdan bien con los datos experimentales dentro del rango de calidad del vapor de 0,2–0,8. Específicamente, los resultados de la simulación son ligeramente superiores a los datos experimentales a calidades del vapor de 0,2–0,4, mientras que los valores experimentales superan ligeramente las predicciones numéricas a calidades del vapor de 0,5–0,8. Según la evaluación cuantitativa, la desviación máxima es del 15%. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Gráfico de barras de la caída de presión por fricción frente a la calidad de vapor comparando datos de simulación y experimentales.
Figura 4: Resultados de verificación de la simulación numérica de la caída de presión por fricción y datos experimentales de Neeraas. La caída de presión por fricción predicha es ligeramente mayor que los resultados experimentales en general, con una desviación máxima que no supera el 10 %. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Diagrama de fracción de volumen de fase gaseosa; caudales: G=350, 450, 550 kg/m²·s; escala de colores mostrada.
Figura 5: Fracción de volumen de la fase gaseosa bajo diferentes flujos másicos (diámetro = 10 mm, calidad de vapor = 0,5). La figura 5 ilustra las distribuciones de fracción de volumen de vapor en la sección transversal de salida para diferentes flujos másicos a la misma calidad de vapor. Como se muestra en la figura, la fracción mínima de volumen de vapor es 0, lo que indica que la pared permanece completamente mojada por la película líquida. A bajos flujos másicos, el patrón de flujo está principalmente gobernado por la gravedad y presenta una estructura típica de flujo estratificado. A medida que aumenta el flujo másico, la tensión cortante ejercida por la fase de vapor sobre la película líquida se vuelve progresivamente más intensa y finalmente domina el comportamiento del flujo, provocando que el patrón de flujo transite gradualmente desde un flujo estratificado hasta un flujo anular. Además, la calidad de vapor también tiene un efecto importante en la evolución del patrón de flujo y, junto con el flujo másico, determina la variación en la estructura del flujo bifásico. Haga clic aquí para ver una versión ampliada de esta figura.

Gráfico de transferencia de calor frente a calidad de vapor; tres curvas para diferentes flujos másicos (350-550 kg/m²s).
Figura 6: Coeficiente de transferencia de calor bajo diferentes flujos másicos. La variación del coeficiente de transferencia de calor con diferentes flujos másicos se muestra en la Figura 6. A una calidad de vapor constante, el coeficiente de transferencia de calor aumenta con el incremento del flujo másico. Durante el proceso de condensación, se forma una película de vapor a lo largo de la pared interna del tubo. A medida que el flujo másico aumenta, la velocidad del flujo se eleva, intensificando la perturbación de la película de vapor y mejorando la transferencia de calor dentro de la película, reduciendo así la resistencia térmica. En consecuencia, el coeficiente de transferencia de calor es mayor a flujos másicos elevados. Mientras tanto, con el aumento del flujo másico, el número de Reynolds correspondiente a la película líquida también aumenta. En general, el flujo másico tiene un efecto significativo sobre el coeficiente de transferencia de calor. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Gráfico de la caída de presión friccional frente a la calidad de vapor. Las líneas muestran los caudales G=350, 450, 550 kg/(m²·s).
Figura 7: Caída de presión friccional bajo diferentes flujos másicos. La Figura 7 muestra la variación en la caída de presión friccional bajo diferentes condiciones de flujo másico. Los resultados indican que, a la misma calidad de vapor, la caída de presión friccional aumenta significativamente al incrementarse el flujo másico. Esto se debe principalmente a que un flujo másico más alto conduce a una mayor velocidad de flujo, lo que intensifica el esfuerzo cortante ejercido por la fase de vapor sobre la película líquida, así como el esfuerzo cortante en la pared, resultando así en una mayor caída de presión friccional. En conjunto, el flujo másico tiene un efecto notable sobre la caída de presión friccional. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Diagrama de fracción de volumen de fase gaseosa que muestra la distribución codificada por colores en diferentes valores (0,3, 0,5, 0,7, 0,9).
Figura 8: Fracción de volumen de fase gaseosa bajo diferentes calidades de vapor (diámetro = 10 mm). La figura 8 ilustra las distribuciones de fracción de volumen de vapor a la salida para cuatro calidades de vapor. La fracción de volumen aumenta bruscamente a baja calidad de vapor, pero se estabiliza cerca de 1 a alta calidad de vapor. Se identificaron cuatro patrones de flujo distintos: estratificado, semianular, anular y flujo en forma de neblina. A baja calidad de vapor, la gravedad domina, produciendo un flujo estratificado con vapor en la parte superior y líquido en la inferior. A medida que aumenta la calidad de vapor, la tensión interfacial reemplaza a la gravedad como mecanismo dominante, impulsando el flujo desde regímenes semianulares y anulares hasta flujo en neblina. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Diagrama de fracción de volumen de fase gaseosa; comparación de presión a 3 MPa y 5 MPa con escala de colores.
Figura 9: Fracción de volumen de fase gaseosa bajo diferentes presiones de saturación. A medida que aumenta la presión de saturación, la densidad del líquido disminuye, mientras que la densidad del vapor aumenta, lo que provoca un cambio en la diferencia de densidad entre las dos fases y un aumento general en la densidad de la mezcla. Mientras tanto, las características de deslizamiento gas-líquido se alteran, y la tensión cortante interfacial entre las dos fases se debilita, lo que resulta en una reducción de la fracción de volumen de vapor. Estas variaciones se reflejan de manera más directa en las tendencias del coeficiente de transferencia de calor y la caída de presión friccional. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Gráfico de barras que analiza el coeficiente de transferencia de calor frente a la calidad del vapor a presiones de 3 MPa y 5 MPa.
Figura 10: Coeficiente de transferencia de calor bajo diferentes presiones de saturación. La figura 10 muestra los coeficientes de transferencia de calor en distintas calidades de vapor y presiones de saturación. A una calidad de vapor constante, una presión de saturación más baja produce un coeficiente de transferencia de calor más alto. Mecánicamente, una presión más alta aumenta la densidad del vapor, reduciendo la velocidad del flujo y el esfuerzo cortante interfacial. Esto espesa la película líquida, aumentando así la resistencia térmica y degradando la transferencia de calor. Además, el efecto de la presión de saturación se vuelve más pronunciado a mayores calidades de vapor, donde la velocidad del vapor domina, y los cambios de densidad inducidos por la presión provocan variaciones más grandes en el esfuerzo cortante interfacial. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Gráfico de barras de la caída de presión friccional frente a la calidad de vapor a 3 MPa y 5 MPa, que ilustra la dinámica del flujo de fluidos.
Figura 11: Caída de presión friccional bajo diferentes presiones de saturación. La figura 11 muestra la variación en la caída de presión friccional bajo diferentes presiones de saturación. Los resultados indican que, a la misma calidad de vapor, la caída de presión friccional disminuye al aumentar la presión de saturación. Combinados con la distribución de velocidad, el campo de temperatura de subenfriamiento y la distribución de fracción de volumen de vapor a diferentes presiones de saturación, estos resultados indican que una mayor presión de saturación corresponde a una temperatura de fluido más alta, acompañada por disminuciones tanto en la densidad como en la viscosidad del líquido. Como resultado, la interacción de cizalladura entre la película líquida y la pared se debilita, lo que conduce a una reducción en la caída de presión friccional. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Fracción de volumen de fase gaseosa; resultados de simulación; diferentes relaciones de tiempo; mapeo de color; dinámica de fluidos.
Figura 12: Fracción de volumen de fase gaseosa bajo diferentes períodos de balanceo (calidad de vapor = 0.5, flujo másico = 550 kg/(m2·s), A = 3 m). Para una amplitud de balanceo fija, un período de balanceo más corto provoca un efecto inercial adicional más intenso inducido por el movimiento oscilatorio, lo que resulta en fluctuaciones de velocidad más intensas en el campo de flujo. Estas fluctuaciones también presentan un comportamiento periódico marcado, con fases alternadas de aceleración y desaceleración del flujo. Mientras tanto, el movimiento de balanceo modifica la distribución espacial de la película líquida y altera el patrón de flujo, afectando así la transferencia de calor. Cuando el espesor promedio de la película líquida aumenta, la resistencia térmica de la película también aumenta, debilitando el rendimiento de la transferencia de calor. En contraste, cuando el espesor promedio de la película líquida disminuye, la resistencia térmica de la película disminuye, mejorando así la transferencia de calor. La clasificación de los regímenes de flujo se basa en los criterios de transición de patrones de flujo propuestos en la Referencia4. Haga clic aquí para ver una versión ampliada de esta figura.

Gráfico del coeficiente de transferencia de calor, condición estacionaria versus rodante; resultados del análisis de intercambio de calor.
Figura 13: Coeficiente de transferencia de calor bajo diferentes períodos de oscilación. La Figura 13 compara los coeficientes de transferencia de calor promediados en el tiempo (HTC) bajo movimiento oscilante frente al caso estacionario de referencia. La oscilación modifica el HTC en un rango de ±20%, mostrando tanto mejoras como deterioro. En valores bajos del HTC (baja calidad de vapor), la oscilación mejora la transferencia de calor—más notablemente con períodos de oscilación más cortos—al intensificar la turbulencia en la película líquida y las fluctuaciones en la interfaz. Por el contrario, en valores altos del HTC (alta calidad de vapor), la oscilación perjudica la transferencia de calor al comprimir el núcleo de vapor y aumentar el espesor de la película líquida (debido al engrosamiento medio y a los efectos centrífugos en el flujo anular), elevando así la resistencia térmica. Por consiguiente, se recomienda un margen de diseño adecuado para aplicaciones offshore. Cada punto de datos en la figura corresponde a un caso numérico de simulación independiente y determinista. La solución CFD de las ecuaciones gobernantes no incluye ruido de medición, por lo que se omiten las variaciones estadísticas inherentes a ensayos experimentales repetidos; por tanto, las barras de error basadas en distribuciones estadísticas no son aplicables ni necesarias. Haga clic aquí para ver una versión ampliada de esta figura.

Gráfico del coeficiente de transferencia de calor; comparación en períodos de balanceo; incluye indicadores de varianza del 10%.
Figura 14: Coeficiente de transferencia de calor bajo diferentes amplitudes de balanceo. La figura 14 compara los coeficientes de transferencia de calor (HTC) promediados en el tiempo bajo distintas amplitudes de balanceo frente a la línea base estacionaria. La amplitud de balanceo modifica el HTC dentro de un ±10%, mostrando tanto mejora como deterioro. En valores bajos de HTC (calidad de vapor más baja), el balanceo mejora la transferencia de calor—de forma más notable a amplitudes mayores—al intensificar la turbulencia de la película líquida y las fluctuaciones en la interfaz. Por el contrario, en valores altos de HTC (calidad de vapor más alta), el balanceo perjudica la transferencia de calor al comprimir el núcleo de vapor y espesar la película líquida (por engrosamiento medio y efectos centrífugos en flujo anular), aumentando así la resistencia térmica. En consecuencia, se recomienda un margen de diseño adecuado para aplicaciones offshore. Haga clic aquí para ver una versión más grande de esta figura.

Flujo másicoVaporPresiónDiámetro del tubo (mm)Ángulo de enrolladoDiámetro de enrollamiento (m)Período de balanceo (s)Amplitud de balanceo (m)
kg/(m2·s)calidadMPa°
350–5500.1–0.93–510422–52–3

Tabla 1: Condiciones de trabajo simuladas. La Tabla 1 resume las condiciones de simulación para la mezcla de hidrocarburos ligeros en la sección de licuefacción de un proceso industrial real15. El fluido de trabajo consiste en metano, propano, isopentano, etileno y nitrógeno, con una relación molar de 55,314:1,407:0,04:23,709:19,53. Se utilizaron propiedades derivadas de NIST REFPROP para capturar con precisión el comportamiento no lineal de la mezcla homogénea en todas las condiciones de operación, minimizando al mismo tiempo el costo computacional.

Discusión

Fundamental para proteger la fiabilidad de la simulación, la configuración de tres secciones establece condiciones de flujo completamente desarrollado aguas arriba de la sección de prueba y suprime el flujo inverso en la salida, optimizando así la precisión de los resultados predichos. Este punto de vista también se ha reflejado en estudios previos sobre tuberías horizontales1. Durante el proceso de generación de la malla en este estudio, la altura de la malla de la primera capa, el número de capas límite y el requisito mínimo de calidad ortogonal son igualmente críticos, ya que afectan directamente la precisión de los resultados de la simulación. El flujo másico, la calidad del vapor y la presión de saturación afectan significativamente la transferencia de calor por condensación y la caída de presión. El aumento del flujo másico mejora la velocidad del vapor y la tensión cortante interfacial, incrementando así tanto el coeficiente de transferencia de calor como la caída de presión por fricción. El aumento de la calidad del vapor también intensifica la tensión cortante interfacial y favorece la transición desde un flujo estratificado hacia un flujo anular y de neblina. En contraste, el aumento de la presión de saturación reduce tanto el coeficiente de transferencia de calor como la caída de presión por fricción. Estas tendencias son generalmente coherentes con estudios experimentales y numéricos previos sobre la condensación de hidrocarburos6,7,8,9,13. Para mezclas no azeotrópicas, también debe considerarse la resistencia adicional a la transferencia de masa causada por la redistribución de componentes cerca de la interfaz vapor–líquido10,11,12.

Un hallazgo importante es que el movimiento de balanceo puede mejorar o deteriorar la transferencia de calor por condensación. Dentro del rango investigado, el período de balanceo modifica el rendimiento de la transferencia de calor en aproximadamente ±20 %, mientras que la amplitud de balanceo produce variaciones de aproximadamente ±10 %. Este comportamiento se debe principalmente a los efectos combinados de la turbulencia de la película líquida y la variación en el espesor de la película. Un aumento en la turbulencia o una película líquida más delgada mejora la transferencia de calor, mientras que una reducción en la turbulencia o un espesor mayor de la película conduce a su deterioro. Por lo tanto, la respuesta global de la transferencia de calor depende de la competencia entre estos dos mecanismos. Se deben considerar varios aspectos numéricos al aplicar este método. Dado que la transferencia de calor predicha y la caída de presión son sensibles al espesor de la película líquida y al comportamiento de la interfaz, es necesario contar con una resolución adecuada de la malla cerca de la pared y un paso de tiempo apropiado. Además, la convergencia no debe evaluarse únicamente a partir de los residuos. También deben monitorearse cantidades físicas clave, como la temperatura, la presión, la fracción de volumen de vapor y la caída de presión, para distinguir las oscilaciones numéricas de las fluctuaciones reales inducidas por el balanceo.

Sin embargo, en este estudio se consideró solo un número limitado de condiciones de balanceo, y aún se requieren investigaciones paramétricas más amplias para obtener una comprensión más completa de la influencia de las condiciones operativas dinámicas en el rendimiento de la condensación. En aplicaciones prácticas de GNL mar adentro, los intercambiadores de calor pueden experimentar movimientos complejos de seis grados de libertad causados por el movimiento del buque, incluyendo movimientos combinados de balanceo, cabeceo y guiñada. Estos efectos dinámicos pueden modificar continuamente el campo gravitacional, las estructuras del flujo secundario y la distribución de la película líquida dentro del tubo helicoidal, afectando así las características locales de transferencia de calor y caída de presión. Por lo tanto, estudios futuros deberían investigar los efectos acoplados de diferentes amplitudes, frecuencias y direcciones de movimiento para establecer un marco de evaluación de rendimiento más completo para intercambiadores de calor de tubo helicoidal en entornos marinos.

Además, se requiere una validación adicional mediante datos operativos prácticos, especialmente considerando la diferencia entre el fluido de trabajo adoptado en este estudio y las mezclas de hidrocarburos no azeotrópicas utilizadas en los procesos industriales reales de GNL. En los sistemas reales de GNL, los refrigerantes mezclados suelen presentar un deslizamiento térmico significativo y un comportamiento complejo de equilibrio de fases debido a las interacciones entre múltiples componentes. Estas características pueden influir en el mecanismo de condensación, la transferencia de masa interfacial y las propiedades termofísicas locales. Aunque el modelo actual predice con éxito las tendencias generales de flujo y transferencia de calor, son necesarias investigaciones experimentales utilizando refrigerantes mezclados prácticos de cinco componentes, como mezclas de nitrógeno/metano/etileno/propano/isopentano, para verificar aún más la fiabilidad del modelo y mejorar su aplicabilidad a condiciones industriales.

Además, se requiere una investigación adicional sobre la aplicabilidad del modelo de turbulencia seleccionado bajo condiciones de flujo anular-neblina con alta calidad de vapor. En este régimen de flujo, pueden ocurrir fuertes deformaciones interfaciales, arrastre de gotas y fuertes interacciones turbulentas, lo que da lugar a mecanismos complejos de intercambio de momento y energía entre el núcleo de vapor y la fase líquida. Los modelos convencionales de turbulencia pueden introducir incertidumbres al predecir estas características altamente anisotrópicas del flujo bifásico. Por lo tanto, investigaciones futuras podrían considerar modelos avanzados de turbulencia, correlaciones mejoradas de fuerzas interfaciales o métodos numéricos con resolución de interfaz para mejorar la precisión de las predicciones bajo condiciones extremas de operación. La fiabilidad de los resultados numéricos a presiones de operación que superan significativamente el rango estudiado en este trabajo (3–5 MPa) también requiere una verificación adicional con datos experimentales complementarios. Las variaciones de presión pueden influir fuertemente en las propiedades termofísicas del refrigerante, las características de equilibrio de fases y el comportamiento de condensación, lo que provoca desviaciones entre las predicciones numéricas y el rendimiento real. De manera similar, en el presente estudio se investigaron flujos másicos en el rango de 350–550 kg/(m2·s), mientras que los intercambiadores de calor de GNL pueden operar a flujos másicos más elevados. Queda por confirmar, mediante estudios experimentales y numéricos adicionales, si el modelo numérico propuesto mantiene una precisión y aplicabilidad general suficientes a flujos másicos más altos.

A pesar de estas limitaciones, el presente estudio aporta conocimientos teóricos significativos y orientación cuantitativa para el diseño y optimización de intercambiadores de calor de serpentín helicoidal para aplicaciones de GNL. Dentro del rango operativo investigado, aumentar el margen de diseño en aproximadamente un 20 % puede compensar eficazmente la degradación del rendimiento provocada por las condiciones de balanceo, proporcionando un enfoque ingenieril práctico para garantizar un funcionamiento confiable en entornos dinámicos marinos. Los hallazgos contribuyen no solo a una comprensión más profunda de las características de condensación en intercambiadores de calor de serpentín espiral bajo condiciones de movimiento, sino que también ofrecen referencias valiosas para el desarrollo de sistemas de transferencia de calor de GNL más eficientes y robustos.

Divulgaciones

Los autores declaran que no tienen intereses financieros competitivos conocidos ni relaciones personales que pudieran haber parecido influir en el trabajo descrito en este artículo.

Agradecimientos

Esta investigación está respaldada por el Proyecto de Investigación Básica para Universidades del Departamento de Educación Provincial de Liaoning (LJ212512594008 para Xianshi Fang), y por el Laboratorio Clave de Shenyang de Tecnología de Pruebas Industriales y Equipos Inteligentes de Pruebas (JC2503, JC2512).

Materiales

Lista de materiales utilizados en este artículo
NombreEmpresaNúmero de catálogoComentarios
FluentANSYS2020r1software de simulación
SpaceClaimANSYS2020r1software de modelado

Referencias

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