Methodenartikel

Simulatie van condensatiestroom en warmteoverdracht in spiraalvormige buiswarmewisselaars voor niet-azeotrope koolwaterstofmengsels

70 weergaven

⸱

DOI:

10.3791/71595

⸱

8 september 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

In dit artikel

Samenvatting

In dit artikel wordt een protocol gepresenteerd voor het numeriek simuleren van de condensatiewarmteoverdracht en de stromingskenmerken van niet-azeotrope koolwaterstofmengsels in spiraalgewonden warmtewisselaars. Deze methode evalueert de operationele en rollende omstandigheden om warmteoverdrachtscoëfficiënten en drukverschillen te voorspellen.

Samenvatting

Als kerncomponent van het proces voor de liquefactie van aardgas spelen spiraalgewonden warmtewisselaars een cruciale rol bij de productie van LNG. Om de condensatiestroom en de warmteoverdrachtskarakteristieken van niet-azeotrope koolwaterstofmengsels in spiraalbuizen volledig te begrijpen, is het numerieke onderzoek met hoge precisie in deze studie gebaseerd op een duidelijk gedefinieerde workflow. Deze omvat het creëren van de geometrie via een professionele modelleringstool, het genereren van het mesh via gespecialiseerde meshing-software, numerieke berekening binnen een commerciële solver (inclusief real-time convergentiemonitoring) en kwantitatieve post-processing. Deze geïntegreerde aanpak waarborgt de hoge getrouwheid van het resulterende numerieke model. De maximale afwijkingen ten opzichte van klassieke experimentele gegevens (experimentele gegevens van Neeraas) blijven onder de 15% voor de warmteoverdrachtscoëfficiënt en onder de 10% voor de wrijvingsdrukvalgradiënt. De simulatieresultaten tonen aan dat variaties in de rolperioden en -amplituden vergelijkbare oscillerende trends in het warmteoverdrachtsproces opleveren, waarbij zowel verbeterings- als verslechteringseffecten optreden. Specifiek beïnvloedt de rolperiode de warmteoverdrachtsprestaties met ±20%, terwijl de rolamplitude deze beïnvloedt met ±10%.

Inleiding

Aardgas, als een relatief schone fossiele brandstof, stoot bij verbranding aanzienlijk minder kooldioxide en andere verontreinigingen uit dan steenkool en aardolie. In de wereldwijde transitie naar hernieuwbare energiesystemen wordt aardgas vaak beschouwd als een "overbruggingsbrandstof" vanwege het vermogen om de stabiliteit en betrouwbaarheid van de energievoorziening te waarborgen1. Door liquefactie wordt gasvormig aardgas afgekoeld tot een cryogene vloeistof (LNG), waardoor het volume met een factor van ongeveer 600 wordt verminderd, wat het transport en de opslag aanzienlijk vergemakkelijkt2. De spiraalgewonden warmtewisselaar (SWHE) is een centraal onderdeel in het liquefactieproces van aardgas. Dit type warmtewisselaar bestaat uit een reeks spiraalbuizen die zijn vastgezet in een cilindrische mantel, laag voor laag in tegenovergestelde richtingen gewonden rond een centrale dorn, waarbij tussenstukken de lagen scheiden om voldoende ruimte voor warmteoverdracht te garanderen. Dankzij de spiraalconfiguratie biedt de SWHE een groot warmteoverdrachtsoppervlak binnen een klein oppervlak3. Dit compacte ontwerp maakt het zeer geschikt voor integratie in grote faciliteiten, met name op drijvende offshore productieplatforms waar de ruimte strikt beperkt is. In de liquefactieprocessen met mengkoelmiddelen die gemeenlijk worden gebruikt bij de productie van LNG, stromen niet-azeotrope koolwaterstoffen omhoog in de buizen, terwijl het koude fluïdum aan de mantelzijde in tegenstroom naar beneden stroomt door de tussenruimtes in het buizenbundel. Onder deze omstandigheden is het kernproces aan de buiszijde de condensatie van niet-azeotrope koolwaterstoffen binnen de spiraalbuizen, waarbij sprake is van een complexe gas-vloeistof tweefasenstroom4,5.

Om de stromings- en warmteoverdrachtkenmerken van condensatie in de buizen nauwkeurig te voorspellen, is uitgebreid onderzoek verricht. Voor enkelvoudige alkanen hebben Fries et al.6 de warmteoverdrachtkenmerken van condensatie van propaan in horizontale buizen gemeten, waarbij werd vastgesteld dat het drukverlies toenam naarmate de buisdiameter en de verzadigingsdruk afnamen. Zij merkten ook op dat de zwaartekracht ervoor zorgde dat de warmteoverdrachtscoëfficiënt aan de onderkant van de buis lager was dan aan de bovenkant. Zhuang et al.7,8 bestudeerden de condensatie van methaan en ethaan in horizontale buizen en toonden aan dat de warmteoverdrachtscoëfficiënt en het wrijvingsdrukverlies toenamen met het debiet en de dampkwaliteit. Een eerdere studie9 analyseerde het condensatieproces van propaan in microkanalen, wat bevestigde dat de trends in warmteoverdracht en drukverlies vergelijkbaar waren met die in conventionele kanalen. Voor gemengde koudemiddelen onderzochten Smit et al.10 de condensatie van R22/R142b-mengsels in horizontale buizen, waarbij werd vastgesteld dat bij lage massastromen een verhoging van de massafractie R142b de warmteoverdrachtscoëfficiënt aanzienlijk verlaagde. Berrada et al.11 bestudeerden een R134a/R23-mengsel en stelden vast dat de temperatuurglide weinig invloed had op de warmteoverdracht bij verschillende componentverhoudingen. Neeraas voerde experimenten uit met ethaan/propaan-mengsels in spiraalbuizen en merkte op dat het mengingseffect een aanzienlijke impact had op de berekening van de condensatiewarmteoverdrachtscoëfficiënt12. In numerieke simulaties simuleerden Li et al.13 het ethaan/propaan-condensatieproces, waaruit bleek dat de warmteoverdrachtscoëfficiënt en het wrijvingsdrukverlies afnamen bij een toenemende verzadigingsdruk. Qiu et al.14 introduceerden het damp-vloeistof-meesleureffect bij het simuleren van propaancondensatie in spiraalbuizen; hun resultaten toonden aan dat het meerekenen van dit effect de afwijking tussen simulatieresultaten en experimentele gegevens reduceerde tot minder dan 25%.

Ondanks uitgebreid onderzoek naar verschillende werkmedia en kanaalconfiguraties blijft er een aanzienlijk gat bestaan tussen de pure of binaire vloeistoffen die doorgaans in de literatuur worden bestudeerd en de meercomponentenmengsels die worden gebruikt bij de industriële productie van LNG. In het bijzonder blijven numerieke onderzoeken gericht op niet-azeotrope koolwaterstofmengsels met drie of meer componenten in complexe stroomkanalen opmerkelijk beperkt15. Daarnaast is er, met betrekking tot de unieke toepassing van offshore LNG-platforms, nog steeds een gebrek aan een uitgebreid begrip van hoe bewegingen van apparatuur, veroorzaakt door de mariene omgeving, de condensatiestroom en het warmteoverdrachtgedrag beïnvloeden. Om deze lacunes in het onderzoek op te vullen, combineert deze studie computationele vloeistofdynamica (CFD)-simulaties met bestaande experimentele gegevens om een gedetailleerd driedimensionaal tweefasen-condensatiestroommodel te ontwikkelen. De gesimuleerde warmteoverdrachtscoëfficiënt en de wrijvingsdrukval worden vergeleken en geanalyseerd op basis van klassieke experimentele gegevens. Op basis van dit model richt het artikel zich op het simuleren van het condensatieproces van representatieve gasveldcomposities in spiraalbuizen, met name onder rollende omstandigheden, om de onderliggende mechanismen van complexe beweging op meercomponenten-condensatiewarmteoverdracht te onderzoeken. Deze studie biedt een betrouwbare theoretische basis en technische richtlijnen voor het ontwerp en de optimalisatie van efficiënte warmtewisselaars in offshore-processen voor de liquefactie van aardgas.

Protocol

Aangezien dit werk zich richt op de lokale warmteoverdracht en de drukvalkenmerken tijdens condensatie in de spiraalbuis, kan een gereduceerd domein worden toegepast zodra de stroming volledig ontwikkeld is, wat een nauwkeurige weergave van het lokale stromings- en thermisch gedrag mogelijk maakt. Voor validatie aan de hand van experimentele gegevens is een model van een spiraalbuis bestaande uit drie secties geconstrueerd, gebaseerd op het fysieke model voorgesteld door Neeraas.12, met een buisdiameter van 14 mm en een helixhoek van 10°en een spooldiameter van 2 m. Het model bestaat uit drie regio's: een volledig ontwikkeld gedeelte (0,6 m), een testgedeelte (0,2 m) en een drukstabilisatiegedeelte (0,2 m). Het volledig ontwikkelde gedeelte zorgt ervoor dat de stroming voldoende is ontwikkeld voordat deze het gebied van interesse binnenkomt. Het testgedeelte wordt gebruikt voor vergelijking met experimentele gegevens en voor gedetailleerde analyse van lokale stromings- en warmteoverdrachtskenmerken. Het drukstabilisatiegedeelte is ontworpen om de stabiliteit van de uitlaatdruk te handhaven en terugstroming te voorkomen, waardoor interferentie met de resultaten in het testgedeelte wordt vermeden. De specifieke modelleringssoftware is afkomstig van de Tabel met materialen.

1. Fysiek model en mesh

  1. Open de modelleringssoftware. Selecteer in de onderste statusbalk Schetsmodus (Sketch Mode) en klik op het Z–X vlak om de schetsomgeving te betreden.
  2. Selecteer in de bovenste werkbalk de tool Cirkel. Teken een cirkel bij de oorsprong met een diameter van 14 en druk vervolgens op Enter. Klik in de bovenste werkbalk op Terugkeren naar 3D-modus (Return to 3D Mode). De schetslijn van de cirkel wordt vervolgens omgezet in een oppervlak.
  3. Selecteer het gegenereerde cirkelvormige oppervlak. Klik in de bovenste werkbalk op de tool Verplaatsen (Move) (sneltoets: M). Er verschijnt een triade-manipulator (drie-assige handgreep) op het oppervlak. Sleep de gele bol in het midden van de manipulator naar de globale oorsprong (0, 0, 0), die als referentie voor rotatie en translatie dient.
  4. Sleep de rode pijl langs de X-as, voer 1000 mm in en druk op Enter. Rotatie: klik op de rotatiering rond de X-as (blauwe of groene boog), voer 10° in en druk op Enter.
  5. Klik in de bovenste werkbalk op de Pull-tool (sneltoets: P) en selecteer het cirkelvormige oppervlak. Kies in het linkerpaneel de optie Revolve. Selecteer vervolgens de Z-as van het globale coördinatensysteem als rotatie-as. Activeer de optie Helix in het linkerpaneel. Creëer Volume 1: voer in het invoervak of linkerpaneel een hoogte van 138,87 mm en een hoek van 45,16° in en druk vervolgens op Enter. Het eerste vloeistofdomein is hiermee gegenereerd.
  6. Creëer Volume 2: selecteer het nieuwe eindvlak van Volume 1. Herhaal de helixvormige pull-operatie, opnieuw met de Z-as als rotatie-as. Voer een hoogte van 69,44 en een hoek van 22,58° in.
  7. Creëer Volume 3: selecteer het nieuwe eindvlak van Volume 2. Creëer Volume 3 met dezelfde parameters als Volume 2 met behulp van dezelfde methode.
  8. Klik in de bovenste menubalk op het tabblad Workbench. Klik op de knop Share. De software markeert automatisch de twee vlakken die elkaar snijden tussen de drie volumes. Klik rechts op de knop Voltooien (vinkje).
  9. Klik in het linkerpaneel op het tabblad Groepen (Groups). Selecteer het initiële cirkelvormige vlak van het eerste volume, klik vervolgens op Genoemde selectie maken (Create Named Selection) en definieer dit als de inlaat (in).
  10. Selecteer het uiteindelijke cirkelvormige vlak van het derde volume, druk op Ctrl + G om een groep te maken en definieer dit als de uitlaat (out).
  11. Selecteer de buitenste cilindrische oppervlakken van de drie volumes en definieer deze als wandgrenzen: wall1, wall2 en wall3.
  12. Houd in de structuurboom links Ctrl ingedrukt en selecteer de drie solids. Druk op Ctrl + G om een groep te maken en hernoem deze naar fluid.
  13. Koppel de gegenereerde geometrie aan de Mesh-module en dubbelklik om de meshingsoftware te openen. Klik in de boom links op Mesh. Vouw in het Details-paneel linksonder Sizing uit en stel de Element Size in op 3.
  14. Klik met de rechtermuisknop op Mesh in de boom, selecteer Insert, Sizing. Selecteer het inlaatoppervlak (in) als geometrie en klik op Apply. Stel de Element Size in op 0,6.
  15. Klik met de rechtermuisknop op Mesh, selecteer Insert, Inflation. Geometry: selecteer alle drie de vloeistofdomeinen en klik op Apply. Boundary: selecteer de buitenste wandoppervlakken die als wall zijn gedefinieerd en klik vervolgens op Apply. Wijzig de optie naar First Layer Thickness. First Layer Height: 0,01 mm. Maximum Layers: 15. Growth Rate: 1,25.
  16. Klik met de rechtermuisknop op Mesh, selecteer Insert, Method. Selecteer de drie vloeistofdomeinen en klik op Apply. Kies in het vervolgkeuzemenu Method voor Sweep. Selecteer onder Selection de optie Manual Source. Kies het inlaatoppervlak (in) als bronvlak en klik op Apply.
  17. Klik met de rechtermuisknop op Mesh in de boom en selecteer Generate Mesh. In deze studie werd de mesh-kwaliteit strikt gecontroleerd. De minimale Orthogonal Quality van de gegenereerde mesh is hoger dan 0,90.

2. Bediening van de simulatiesoftware

  1. Open de oplossingssoftware. Ga naar het tabblad File en selecteer onder Read de optie Mesh. Ga vervolgens naar Scale Mesh en stel Mesh Was Created In in op mm.
  2. Selecteer in de Solver settings de Pressure-Based solver, kies Absolute voor de velocity formulation en activeer de Transient option voor tijd.
    OPMERKING: Door de oscillatievergelijking over een stationaire referentiegeval te leggen en deze via een door de gebruiker gedefinieerde functie te implementeren, kan het bewegende coördinatenstelsel de oscillerende conditie representeren.
  3. Klik op User-Defined en selecteer vervolgens Functions. Laad in de sectie Interpreted UDFs het gecompileerde oscillatiebestand.
    OPMERKING: De resulterende beweging wordt uitgedrukt zoals weergegeven in Vergelijking (1). Er is gebruikgemaakt van een statische-mesh-methodologie, geïmplementeerd met een bewegend coördinatenstelsel. De fundamentele fysica van sloshing berust op de relatieve beweging van de vloeistof ten opzichte van de begrenzing van de houder. De sloshing-excitatie wordt weergegeven als equivalente dynamische versnellingsbrontermen in de impulsvergelijkingen, waardoor een volledige reproductie van de dynamische vloeistofkrachten op een stationair rooster mogelijk is.
    Harmonische bewegingsvergelijking X=Xsin(2πt/Tc)max, formule, fysica, sinusgolfanalyse.      (1)
    In de vergelijking representeert Tc de zwieperperiode en duidt X de door het zwiepen gegenereerde verplaatsing aan.
  4. Stel de Gravitational acceleration in de Y-richting in op −9.81 m/s2. Activeer onder Models de optie Energy en zet de Energy Equation aan.
  5. Activeer onder Models de optie Viscous en selecteer het Reynolds Stress Model (7 vergelijkingen). Kies in de Reynolds stress model settings voor Linear Pressure-Strain. Selecteer voor Near-Wall Treatment de optie Scalable Wall Functions.
  6. Stel in Phases Phase-1 (primaire fase) in als gas en Phase-2 (secundaire fase) als liquid. Activeer onder Global Options de Surface Tension Force Modeling en selecteer het Continuum Surface Force model.
    OPMERKING: Er is gekozen voor een equivalente pseudo-vloeistofbenadering op basis van temperatuur- en drukafhankelijke thermofysische eigenschappen, wat een algemeen geaccepteerde methodologie is in CFD-studies van multi-componentmengsels. Gegeven een vaste initiële mengsamenstelling zijn temperatuur- en drukafhankelijke thermofysische eigenschappen — waaronder dichtheid, dynamische viscositeit, thermische geleidbaarheid, specifieke warmtecapaciteit en verzadigingskenmerken — berekend en gegenereerd met de NIST REFPROP-database over de gehele operationele temperatuur- en drukbereiken. In de huidige studie behoudt het mengsel een homogene macro-samenstelling gedurende de simulatie. Door gebruik te maken van NIST-afgeleide variabele eigenschappen worden de niet-lineaire thermofysische kenmerken van de multi-componentvloeistof nauwkeurig vastgelegd, terwijl overbodige computationele overhead wordt vermeden.
  7. Neem een ethaan-propaanmengsel als voorbeeld; definieer bij een dampkwaliteit van 0,56 en een druk van 3,2 MPa de eigenschappen van de vloeistoffase in Materials als volgt:
    1. Dichtheid: 393,06 kg/m3
    2. Specifieke warmtecapaciteit (Cp): 3866,4 J/(kg·K)
    3. Thermische geleidbaarheid: 0,078798 W/(m·K)
    4. Viscositeit: 5,4796 × 10⁻5 Pa·s
    5. Molecuulgewicht: 37,115 kg/kmol
    6. Enthalpie in standaardtoestand: 0
    7. Referentietemperatuur: 321 K
  8. Definieer in Materials de eigenschappen van de gasfase als volgt:
    1. Dichtheid: 67,49 kg/m3
    2. Specifieke warmtecapaciteit (Cp): 3488,7 J/(kg·K)
    3. Thermische geleidbaarheid: 0,03035 W/(m·K)
    4. Viscositeit: 1,129 × 10⁻5 Pa·s
    5. Molecuulgewicht: 34,756 kg/kmol
    6. Enthalpie in standaardtoestand: 0
    7. Referentietemperatuur: 321 K
  9. Stel de inlet boundary condition in als Mass-Flow Inlet (massastroom 300 kg/(m2·s)), de outlet als Pressure Outlet (0 MPa) en de wall boundary condition als Heat Flux (-10340 W/m2).
  10. Selecteer onder Methods het PISO-algoritme voor de oplossingsmethoden. Kies voor Volume Fraction de optie Geo-Reconstruct.
    OPMERKING: Hoewel de volume-of-fluid (VOF)-methode algemeen wordt geaccepteerd voor het volgen van de topologische evolutie van het vrije oppervlak op macroschaal bij sloshing- en thermische fase-overgangsprocessen, blijven er inherente beperkingen bestaan in de precisie van interface-capturing en in het vastleggen van interfaciale fluctuaties op microschaal. De VOF-formulering is fundamenteel afhankelijk van discrete cel-fasevolumefracties. Het hier gebruikte Geo-Reconstruct-schema vermindert numerieke diffusie aanzienlijk; desondanks blijft het oplossen van subgrid-microdruppels, sprayvorming of micro-interfaciale structuren strikt beperkt door lokale roosterverfijning. Voor de macroschaal sloshing-dynamiek, bulk thermische convectie en fase-overgangsmassatransportwetten die prioriteit kregen in dit onderzoek, bereikt het huidige VOF-raamwerk met ongeveer 1,42 miljoen roosterelementen een optimale balans tussen topologische nauwkeurigheid en computationele kosten.
  11. Stel in Monitors monitoring in voor:
    1. Druk bij de inlaat en uitlaat van de testsectie.
    2. Temperatuur bij de inlaat en uitlaat.
    3. Wandtemperatuur.
    4. Volumefractie bij de inlaat en uitlaat.
      OPMERKING: Het convergentiecriterium voor het energieresidu is ingesteld op 1 × 10⁻8, terwijl die voor de overige parameters zijn ingesteld op 1 × 10⁻4. Cruciale globale variabelen, waaronder de oppervlakte-gewogen gemiddelde temperatuur en het totale drukverlies over de testsectie, werden dynamisch gemonitord. De berekening werd voortgezet totdat deze variabelen geen verdere fluctuaties meer vertoonden, wat waarborgt dat het stromingsveld een volledig ontwikkelde en stabiele toestand had bereikt.
  12. Selecteer bij de initialisatiemethode 'standard initialization' en bereken vanuit alle zones. Stel na initialisatie in het paneel Run Calculation in: Time Step Size: 1 × 10⁻4 s, en Number of Time Steps: 1 × 106.

3. Nabewerking en configuratie van data-export

  1. Klik in het paneel Calculation Activities op Autosave (Every Flow Time) om het venster Autosave te openen. Stel in de Autosave-instellingen Save Data File Every [s] in op 0,01 en specificeer Flow Time als het type bewaarinterval. Selecteer bij Save Associated Case Files Type de optie Only if Modified en klik vervolgens op OK.
  2. Open het venster Contours vanuit het paneel Results. Activeer in de Contours-instellingen de opties Filled, Node Values, Boundary Values, Global Range en Auto Range.
  3. Selecteer Phases als het contour-type en Volume Fraction als de variable, en specificeer vervolgens phase-1 als de doelfase. Klik tot slot op Save/Display om de contourverdeling te visualiseren.
    OPMERKING: De warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt berekend als de warmteflux van de wand gedeeld door de temperatuuraandrijvende kracht, verkregen uit het temperatuurverschil tussen de inlaat en uitlaat van het testgedeelte. Onder klotsingsomstandigheden wordt de tijdgemiddelde warmteoverdrachtscoëfficiënt gehanteerd. Het drukverlies wordt bepaald door het verschil tussen de inlaat- en uitlaatdrukken te monitoren, waarna de gradiënt van het wrijvingsdrukverlies wordt berekend als de verhouding van dit drukverlies tot de lengte van het buissegment.
  4. Importeer de verkregen gegevens, zoals inlaat- en uitlaattemperatuur- en drukwaarden, in Excel.
  5. Bepaal het temperatuurverschil en drukverschil tussen de inlaat en uitlaat volgens de berekeningsmethode in sectie 3.3.

Resultaten

Met behulp van het gevalideerde numerieke model werd het feitelijke liquefactieproces gesimuleerd om systematisch variaties in de warmteoverdrachtscoëfficiënt en de wrijvingsdrukval over verschillende operationele parameters te onderzoeken, waardoor een theoretische basis werd geboden voor het ontwerp en de optimalisatie van warmtewisselaars. De belangrijkste conclusies zijn als volgt samengevat: voor de condensatie van een zuiver fluïdum is de warmteoverdracht primair beperkt tot de vloeistoffilm grenzend aan de buiswand, waarbij de temperatuur van de gas-vloeistofinterface gelijk is aan de temperatuur van de dampkern, welke beide overeenkomen met de verzadigingstemperatuur. In contrast hiermee is de condensatie van een mengsel een niet-evenwichtsproces dat wordt gekenmerkt door gelijktijdige warmteoverdracht binnen zowel de vloeistoffilm als de dampkern. Bijgevolg wijkt de temperatuur van de gas-vloeistofinterface af van de bulkverzadigingstemperatuur, vergezeld door een verschuiving in de interfaceconcentratie ten opzichte van de verzadigde evenwichtstoestand. Tijdens dit proces condenseert het minder vluchtige component bij voorkeur, waardoor het meer vluchtige component zich ophoopt aan de fase-interface. Deze ophoping verhoogt de lokale concentratie van het meer vluchtige component, waardoor een concentratiegradiënt ontstaat tussen de interface en de bulkdamp. Deze gradiënt induceert een aanzienlijke massa-overdrachtsweerstand die de condensatie van het minder vluchtige component belemmert, waardoor de condensatiewarmteoverdrachtscoëfficiënt afneemt.

Vergelijking voor volumefractie:

Partiële differentiaalvergelijking voor stromingsleer, met scalaire transport in een wiskundig diagram.      (2)

Diagram van de vloeistofdynamica vergelijking ∂a/∂t + ∇·(ua) = -S/ρ; principe van behoud van massa.      (3)

De volumefracties van de gas- en vloeistoffase voldoen aan de volgende voorwaarde:

Formule voor statisch evenwicht Σaₗ + aₑ = 1; diagram; educatief natuurkundig concept.    (4)

Energievergelijking:

Vergelijking van energietransport in vloeistofdynamica; bevat symbolen, differentiële operatoren, gradiënt.    (5)

Faseovergang Lee-model:

Thermodynamische vergelijking S_al=-r·a_l·ρ_l(T-T_s)/T_s, T≥T_s, gerelateerd aan thermische processen.      (6)

Statisch evenwichtsberekening, formule voor spanningsverdeling, gerelateerd aan temperatuuromstandigheden.      (7)

waarbij S(αl) de massaoverdrachtssnelheid vertegenwoordigt die geassocieerd is met faseovergang per volume-eenheid en per tijdseenheid; αl het volumefractie van de vloeistoffase vertegenwoordigt; αg het volumefractie van de gasfase vertegenwoordigt; u⃗ de gedeelde snelheid van de twee fasen in m/s vertegenwoordigt; ρ de mengseldichtheid is, verkregen door volumefractiegewogen middeling in kg/m3; µ de dynamische viscositeit van het mengsel in Pa·s aanduidt; h de gemiddelde enthalpie van de gas- en vloeistoffasen in J/kg is; λeff de effectieve thermische geleidbaarheid tussen de gas- en vloeistoffasen in W/(m·K) is; r de tijdsrelaxatiefactor in 1/s is, in dit artikel vastgesteld op 104; Ts de verzadigingstemperatuur is. Het gedrag van een mengsel van werkfluïda tijdens condensatie verschilt van dat van zuivere werkfluïda, hoofdzakelijk vanwege de vluchtigheid van de componenten.

De massastroom, de dampkwaliteit en de verzadigingsdruk hebben aanzienlijke effecten op de condensatiewarmteoverdrachtscoëfficiënt en het wrijvingsdrukverlies. Naarmate de massastroom toeneemt, stijgt de stroomsnelheid, wat de verstoring van de dampfilm intensiveert en daarmee de warmteoverdracht binnen de film versterkt, wat leidt tot een algemene toename van de warmteoverdrachtscoëfficiënt. Tegelijkertijd wordt de schuifspanning die door de dampfase op de vloeistoffilm wordt uitgeoefend sterker, wat resulteert in een hoger wrijvingsdrukverlies. Bij een toenemende dampkwaliteit nemen zowel de slipverhouding tussen de fasen als de mengsnelheid toe, waardoor de schuifinteractie tussen de vloeistoffilm en de wand, alsook de grensvlakschuifspanning tussen de damp- en vloeistoffasen, wordt versterkt. Dit verbetert de warmteoverdrachtsprestaties. Onder deze omstandigheden worden de schuifeffecten dominant, en draagt de afname van de mengdichtheid verder bij aan een toename van het wrijvingsdrukverlies. De verzadigingsdruk speelt ook een cruciale rol bij het bepalen van de stromings- en warmteoverdrachtskarakteristieken. Bij lage verzadigingsdrukken neemt de dampdichtheid af terwijl de stroomsnelheid toeneemt, wat leidt tot een dunnere vloeistoffilm en een verminderde thermische weerstand, waardoor de warmteoverdracht wordt verbeterd. In contrast hiermee stijgt bij hogere verzadigingsdrukken de vloeistoftemperatuur, en nemen de vloeistofdichtheid en viscositeit af, wat de schuifinteractie tussen de vloeistoffilm en de wand verzwakt en resulteert in een afname van het wrijvingsdrukverlies. Bij een dampkwaliteit van 0,5 stijgt, naarmate de massastroom toeneemt van 450 naar 550 kg/(m2·s), de warmteoverdrachtscoëfficiënt van 5118 naar 5637 W/(m2·K), wat een toename van 10% vertegenwoordigt. Gelijktijdig stijgt het wrijvingsdrukverlies van 2523 naar 3442 Pa/m, wat een aanzienlijke toename van 36% markeert.

De effecten van de rolperiode en de rolamplitude op het warmteoverdrachtsproces vertonen vergelijkbare trends, waarbij beide de coexistentie van verbetering en verslechtering van de warmteoverdracht laten zien. De rolbeweging verandert de turbulentie-intensiteit binnen de vloeistoffilm en beïnvloedt bijgevolge de turbulente kinetische energie van de film. Wanneer de cyclusgemiddelde turbulente kinetische energie toeneemt, wordt het door turbulentie versterkte transport dominant, wat leidt tot een verbeterde warmteoverdracht. Daarentegen onderdrukt de afname van de turbulentie de warmteoverdrachtsprestaties wanneer de cyclusgemiddelde turbulente kinetische energie afneemt. Tegelijkertijd intensiveert de rolbeweging fluctuaties in de vloeistoffilm en verandert deze in dikte. Een afname van de vloeistoffilmdikte verlaagt de thermische weerstand en verbetert daardoor de warmteoverdracht, terwijl een toename van de filmdikte de thermische weerstand verhoogt en de warmteoverdrachtsprestaties verslechtert. Deze twee mechanismen, namelijk de variatie in turbulente kinetische energie en de verandering in vloeistoffilmdikte, interageren en bepalen samen het algemene warmteoverdrachtsgedrag over een rolcyclus. Binnen het in deze studie beschouwde bereik ligt de invloed van de rolperiode op de warmteoverdrachtsprestaties ongeveer binnen ±20%, terwijl die van de rolamplitude binnen ±10% ligt.

Diagram van warmtewisselaar met gelabelde secties voor drukstabilisatie en vergelijking; vloeistofstroomproces.
Figuur 1Schematisch diagram van het gesimuleerde fysieke model. Vanwege de prohibitief hoge computationele kosten voor het simuleren van helixvormige buizen op volledige schaal, is een vereenvoudigd model met een gereduceerd domein gehanteerd, zoals weergegeven in Figuur 1. Voor validatie aan de hand van experimentele gegevens van Neeraas12er wordt een model van drie secties geconstrueerd (buisdiameter: 14 mm, helixhoek: 10°, spoeldiameter: 2 m). Het bestaat uit een volledig ontwikkeld gedeelte (0,6 m) om de stroming te vestigen, een testsectie (0,2 m) voor lokale gegevensvergelijking en een drukstabilisatiegedeelte (0,2 m) om terugstroom te voorkomen en de stabiliteit van de uitlaatdruk te handhaven. Het bestaat uit drie delen, waarvan het eerste is afgeleid van een schema in een eerder door Cai gepubliceerd boek1. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Grafiek van warmteoverdracht versus wrijvingsdrukverlies; relatie met het aantal gridpunten; analyse van de thermische efficiëntie.
Figuur 2: Resultaten van de grid-onafhankelijkheid. Figuur 2 illustreert de verificatieresultaten van de grid-onafhankelijkheid voor de warmteoverdrachtscoëfficiënt en het wrijvingsdrukverlies als functie van het aantal gridpunten. Zoals in de figuur te zien is, nemen zowel de warmteoverdrachtscoëfficiënt als het wrijvingsdrukverlies aanzienlijk af wanneer het totale aantal cellen toeneemt van 0,60 miljoen naar 1,33 miljoen. Voorbij 1,33 miljoen cellen vlakt de variatie in beide gemonitorde grootheden af; verdere verfijning van het mesh tot 1,85 miljoen cellen levert een relatieve afwijking van minder dan 0,5% op, wat aangeeft dat mesh-onafhankelijkheid is bereikt. Om een balans te vinden tussen computationele nauwkeurigheid en het verbruik van resources, is de meshresolutie met ongeveer 1,42 miljoen cellen gebruikt voor alle daaropvolgende simulaties. Bovendien is deze gridresolutie geverifieerd als geschikt voor zowel stationaire als schommelende condities. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Staafdiagram waarin simulatiegegevens worden vergeleken met experimentele gegevens over de warmteoverdrachtscoëfficiënt versus de dampkwaliteit.
Figuur 3: Verificatieresultaten van de numerieke simulatie van de warmteoverdrachtscoëfficiënt en de experimentele gegevens van Neeraas.De voorspelde warmteoverdrachtscoëfficiënten stemmen goed overeen met de experimentele gegevens binnen het bereik van de dampkwaliteit van 0.2–0.8. Specifiek zijn de simulatieresultaten iets hoger dan de experimentele gegevens bij dampkwaliteiten van 0.2–0.4, terwijl de experimentele waarden de numerieke voorspellingen marginaal overschrijden bij dampkwaliteiten van 0.5–0.8. Op basis van de kwantitatieve evaluatie is de maximale afwijking 15%. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Staafdiagram van wrijvingsdrukval versus dampkwaliteit, waarbij simulatie- en experimentele gegevens worden vergeleken.
Figuur 4: Verificatieresultaten van de numerieke simulatie van de wrijvingsdrukval en de experimentele gegevens van Neeraas. De voorspelde wrijvingsdrukval is over het algemeen iets hoger dan de experimentele resultaten, waarbij de maximale afwijking 10% niet overschrijdt. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Diagram van de volumefractie van de gasfase; debieten: G=350, 450, 550 kg/m²·s; kleurenschaal wordt weergegeven.
Figuur 5: Volumefractie van de gasfase bij verschillende massastromen (diameter = 10 mm, dampkwaliteit = 0,5). Figuur 5 illustreert de verdelingen van de dampvolumefractie bij de uitlaatdwarsdoorsnede voor verschillende massastromen bij dezelfde dampkwaliteit. Zoals in de figuur wordt getoond, is de minimale dampvolumefractie 0, wat aangeeft dat de wand volledig bevochtigd blijft door de vloeistoffilm. Bij lage massastromen wordt het stromingspatroon hoofdzakelijk bepaald door de zwaartekracht en vertoont het een typische gelaagde stromingsstructuur. Naarmate de massastroom toeneemt, wordt de schuifspanning die door de dampfase op de vloeistoffilm wordt uitgeoefend progressief sterker en overheerst deze uiteindelijk het stromingsgedrag, waardoor het stromingspatroon geleidelijk overgaat van een gelaagde stroming naar een ringvormige stroming. Daarnaast heeft de dampkwaliteit ook een belangrijk effect op de evolutie van het stromingspatroon en bepaalt deze, samen met de massastroom, de variatie in de twee-fasenstromingsstructuur. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Grafiek van warmteoverdracht versus dampkwaliteit; drie curven voor verschillende massastromen (350-550 kg/m²s).
Figuur 6: Warmteoverdrachtscoëfficiënt bij verschillende massastromen.De variatie van de warmteoverdrachtscoëfficiënt bij verschillende massastromen wordt getoond in Figuur 6. Bij een constante dampkwaliteit neemt de warmteoverdrachtscoëfficiënt toe naarmate de massastroom toeneemt. Tijdens het condensatieproces vormt zich een dampfilm langs de binnenwand van de buis. Naarmate de massastroom toeneemt, stijgt de stroomsnelheid, wat de verstoring van de dampfilm intensiveert en de warmteoverdracht binnen de film verbetert, waardoor de thermische weerstand afneemt. Bij gevolg is de warmteoverdrachtscoëfficiënt hoger bij verhoogde massastromen. Tegelijkertijd neemt met de toename van de massastroom ook het getal van Reynolds overeenkomstig de vloeistoffilm toe. Over het geheel genomen heeft de massastroom een significant effect op de warmteoverdrachtscoëfficiënt. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Grafiek van wrijvingsdrukval versus dampkwaliteit. Lijnen tonen debieten van G=350, 450, 550 kg/(m²·s).
Figuur 7: Wrijvingsdrukval bij verschillende massastromen. Figuur 7 toont de variatie in wrijvingsdrukval onder verschillende condities van de massastroom. De resultaten geven aan dat, bij dezelfde dampkwaliteit, de wrijvingsdrukval significant toeneemt bij een toenemende massastroom. Dit komt hoofdzakelijk doordat een hogere massastroom leidt tot een hogere stroomsnelheid, wat de afschuiving door de dampfase op de vloeistoffilm alsook de wandschuifspanning verhoogt, wat resulteert in een grotere wrijvingsdrukval. In het algemeen heeft de massastroom een uitgesproken effect op de wrijvingsdrukval. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Diagram van de volumefractie van de gasfase met kleurgecodeerde distributie bij verschillende waarden (0,3, 0,5, 0,7, 0,9).
Figuur 8: Volumefractie van de gasfase bij verschillende dampkwaliteiten (diameter = 10 mm). Figuur 8 illustreert de distributies van de dampvolumefractie bij de uitlaat voor vier dampkwaliteiten. De volumefractie stijgt scherp bij een lage dampkwaliteit, maar vlakt af nabij 1 bij een hoge dampkwaliteit. Er werden vier verschillende stromingspatronen geïdentificeerd: gestratificeerde, semi-annulaire, annulaire en miststroming. Bij een lage dampkwaliteit domineert de zwaartekracht, wat resulteert in een gestratificeerde stroming met damp aan de bovenkant en vloeistof aan de onderkant. Naarmate de dampkwaliteit toeneemt, vervangt interfaciale afschuiving de zwaartekracht als dominant mechanisme, waardoor de stroming via semi-annulaire en annulaire regimes overgaat in een miststroming. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Diagram van de volumefractie van de gasfase; drukvergelijking bij 3 MPa en 5 MPa met kleurenschaal.
Figuur 9: Volumefractie van de gasfase onder verschillende verzadigingsdrukken. Naarmate de verzadigingsdruk toeneemt, neemt de vloeistofdichtheid af, terwijl de dampdichtheid toeneemt, wat leidt tot een verandering in het dichtheidsverschil tussen de twee fasen en een algemene toename van de mengseldichtheid. Tegelijkertijd worden de gas-vloeistof slipkenmerken gewijzigd en wordt de interfaciale schuifspanning tussen de twee fasen verzwakt, wat resulteert in een afname van de dampvolumefractie. Deze variaties zijn directer terug te zien in de trends van de warmteoverdrachtscoëfficiënt en het wrijvingsdrukverlies. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Staafdiagram dat de warmteoverdrachtcoëfficiënt analyseert versus de dampkwaliteit bij drukken van 3 MPa en 5 MPa.
Figuur 10: Warmteoverdrachtcoëfficiënt bij verschillende verzadigingsdrukken. Figuur 10 toont de warmteoverdrachtcoëfficiënten bij verschillende dampkwaliteiten en verzadigingsdrukken. Bij een constante dampkwaliteit resulteert een lagere verzadigingsdruk in een hogere warmteoverdrachtcoëfficiënt. Mechanisch gezien verhoogt een hogere druk de dampdichtheid, waardoor de stroomsnelheid en de grensvlakafschuifspanning afnemen. Dit verdikt de vloeistoffilm, waardoor de thermische weerstand toeneemt en de warmteoverdracht verslechtert. Bovendien wordt de invloed van de verzadigingsdruk prominenter bij hogere dampkwaliteiten, waar de dampsnelheid overheerst en door druk geïnduceerde dichtheidsveranderingen grotere variaties in de grensvlakafschuifspanning veroorzaken. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Staafdiagram van wrijvingsdrukverlies versus dampkwaliteit bij 3 Mpa en 5 Mpa, ter illustratie van de vloeistofstroomdynamiek.
Figuur 11: Wrijvingsdrukverlies bij verschillende verzadigingsdrukken. Figuur 11 toont de variatie in het wrijvingsdrukverlies bij verschillende verzadigingsdrukken. De resultaten geven aan dat bij dezelfde dampkwaliteit het wrijvingsdrukverlies afneemt naarmate de verzadigingsdruk toeneemt. In combinatie met de snelheidsverdeling, het onderkoelingstemperatuurveld en de dampvolumefractieverdeling bij verschillende verzadigingsdrukken, wijzen deze resultaten erop dat een hogere verzadigingsdruk overeenkomt met een hogere vloeistoftemperatuur, vergezeld van afnames in zowel de vloeistofdichtheid als de viscositeit. Hierdoor wordt de schuifinteractie tussen de vloeistoffilm en de wand verzwakt, wat leidt tot een vermindering van het wrijvingsdrukverlies. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Gasfase volumefractie; simulatieresultaten; verschillende tijdsverhoudingen; kleurmapping; vloeistofdynamica.
Figuur 12: Gasfase volumefractie bij verschillende rolperioden (dampkwaliteit = 0,5, massastroom = 550 kg/(m2·s), A = 3 m). Bij een vaste rolamplitude leidt een kortere rolperiode tot een sterker aanvullend tragheidseffect veroorzaakt door de oscillerende beweging, wat resulteert in intensere fluctuaties van de snelheid in het stromingsveld. Deze fluctuaties vertonen ook een uitgesproken periodiek gedrag, met afwisselende fasen van stroomversnelling en -vertraging. Tegelijkertijd verandert de rolbeweging de ruimtelijke verdeling van de vloeistoffilm en wijzigt het het stromingspatroon, waardoor de warmteoverdracht wordt beïnvloed. Naarmate de gemiddelde vloeistoffilmdikte toeneemt, stijgt de thermische weerstand van de film, wat de warmteoverdrachtsprestaties verzwakt. Omgekeerd neemt de thermische weerstand van de film af naarmate de gemiddelde vloeistoffilmdikte afneemt, waardoor de warmteoverdracht wordt verbeterd. De classificatie van stromingsregimes is gebaseerd op de overgangscriteria voor stromingspatronen voorgesteld in Referentie4. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Grafiek van de warmteoverdrachtscoëfficiënt, stationaire versus rollende conditie; resultaten van de warmte-uitwisselingsanalyse.
Figuur 13: Warmteoverdrachtscoëfficiënt bij verschillende rolperiodes. Figuur 13 vergelijkt tijdgemiddelde warmteoverdrachtscoëfficiënten (HTCs) onder rollende beweging met de stationaire referentiewaarde. Rollen verandert de HTC binnen ±20%, waarbij zowel verbetering als verslechtering optreedt. Bij lage HTCs (lagere dampkwaliteit) verbetert rollen de warmteoverdracht — in het bijzonder bij kortere rolperiodes — door de turbulentie in de vloeistoffilm en de grensvlakfluctuaties te intensiveren. Omgekeerd verslechtert rollen bij hoge HTCs (hogere dampkwaliteit) de warmteoverdracht door de dampkern samen te persen en de vloeistoffilmdikte te vergroten (via gemiddelde verdikking en centrifugale effecten bij ringvormige stroming), waardoor de thermische weerstand toeneemt. Bijgevolg wordt een passende ontwerpreserve aanbevolen voor offshore-toepassingen. Elk datapunt in de figuur komt overeen met een onafhankelijk en deterministisch numeriek simulatiegeval. De CFD-oplossing van de bepalende vergelijkingen bevat geen meetruis, waardoor de statistische variantie die inherent is aan herhaalde experimentele proeven ontbreekt; daarom zijn foutenbalken op basis van statistische distributies noch toepasbaar, noch noodzakelijk. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

Grafiek van de warmteoverdrachtscoëfficiënt; vergelijking bij rolperioden; bevat indicatoren voor 10% variantie.
Figuur 14: Warmteoverdrachtscoëfficiënt bij verschillende rolamplitudes. Figuur 14 vergelijkt tijdsgemiddelde warmteoverdrachtscoëfficiënten (HTCs) bij verschillende rolamplitudes ten opzichte van de stationaire referentiewaarde. De rolamplitude verandert de HTC binnen ±10%, waarbij zowel verbetering als verslechtering optreedt. Bij lage HTCs (lagere dampkwaliteit) verbetert rollen de warmteoverdracht—prominenter bij grotere amplitudes—door de turbulentie van de vloeistoffilm en grensvlakfluctuaties te intensiveren. Omgekeerd belemmert rollen bij hoge HTCs (hogere dampkwaliteit) de warmteoverdracht door de dampkern samen te persen en de vloeistoffilm te verdikken (via gemiddelde verdikking en centrifugale effecten in ringstroom), waardoor de thermische weerstand toeneemt. Bijgevolg wordt een passende ontwerp marge aanbevolen voor offshore-toepassingen. Klik hier om een grotere versie van deze figuur te bekijken.

MassfluxDampDrukBuiddiameter (mm)Omwikkelingshoek Wikkeldiameter (m)rolperiode (s)rolamplitude (m)
kg/(m2·s)kwaliteitMPa°
350–5500.1–0.93–510422–52–3

Tabel 1: Gesimuleerde werkomstandigheden. Tabel 1 vat de simulatieomstandigheden samen voor het mengsel van lichte koolwaterstoffen in de liquefactiesectie van een actueel industrieel proces15. Het werkvloeistof bestaat uit methaan, propaan, isopentaan, ethyleen en stikstof, met een molaire verhouding van 55.314:1.407:0.04:23.709:19.53. Eigenschappen afgeleid van NIST REFPROP werden gebruikt om het niet-lineaire gedrag van het homogene mengsel over alle bedrijfsomstandigheden nauwkeurig vast te leggen, terwijl de computationele kosten werden geminimaliseerd.

Discussie

De configuratie met drie secties is cruciaal voor het waarborgen van de betrouwbaarheid van de simulatie; deze vestigt volledig ontwikkelde stromingscondities stroomopwaarts van de testsectie en onderdrukt terugstroming bij de uitlaat, waardoor de nauwkeurigheid van de voorspelde resultaten wordt geoptimaliseerd. Dit standpunt is ook weerspiegeld in eerdere studies naar horizontale pijpen1. Tijdens het proces van gridgeneratie in deze studie zijn de hoogte van de eerste meshlaag, het aantal grenslaaglagen en de minimale vereiste voor orthogonale kwaliteit evenzeer kritisch, aangezien deze direct de nauwkeurigheid van de simulatieresultaten beïnvloeden. Massastroom, dampkwaliteit en verzadigingsdruk hebben een significante invloed op de condensatiewarmteoverdracht en het drukverlies. Een verhoging van de massastroom vergroot de dampsnelheid en de grensvlakafschuiving, waardoor zowel de warmteoverdrachtscoëfficiënt als het wrijvingsdrukverlies toenemen. Een verhoging van de dampkwaliteit versterkt eveneens de grensvlakafschuiving en bevordert de overgang van gestratificeerde stroming naar ringvormige stroming en nevelstroming. In tegenstelling hiermee verlaagt een verhoging van de verzadigingsdruk zowel de warmteoverdrachtscoëfficiënt als het wrijvingsdrukverlies. Deze trends zijn over het algemeen consistent met eerdere experimentele en numerieke studies naar koolwaterstofcondensatie6,7,8,9,13. Voor niet-azeotrope mengsels moet ook rekening worden gehouden met additionele massaoverdrachtsweerstand veroorzaakt door componentherverdeling nabij het damp-vloeistofgrensvlak10,11,12.

Een belangrijke bevinding is dat de rolbeweging de condensatiewarmteoverdracht kan verbeteren of verslechteren. Binnen het onderzochte bereik verandert de rolperiode de warmteoverdrachtsprestaties met ongeveer ±20%, terwijl de rolamplitude variaties van ongeveer ±10% veroorzaakt. Dit gedrag is hoofdzakelijk het resultaat van de gecombineerde effecten van vloeistoffilm-turbulentie en variaties in de filmdikte. Verhoogde turbulentie of een dunnere vloeistoffilm verbetert de warmteoverdracht, terwijl verminderde turbulentie of verdikking van de film leidt tot verslechtering. Daarom hangt de totale reactie van de warmteoverdracht af van de competitie tussen deze twee mechanismen. Bij het toepassen van deze methode moeten enkele numerieke kwesties in overweging worden genomen. Aangezien de voorspelde warmteoverdracht en drukval gevoelig zijn voor de dikte van de vloeistoffilm en het grensvlakgedrag, zijn een voldoende meshresolutie nabij de wand en een passende tijdstap noodzakelijk. Daarnaast mag convergentie niet alleen op basis van residualen worden geëvalueerd. Belangrijke fysische grootheden, waaronder temperatuur, druk, dampvolumefractie en drukval, moeten ook worden gemonitord om numerieke oscillaties te onderscheiden van werkelijke, door rollen veroorzaakte fluctuaties.

Er is echter in deze studie slechts een beperkt aantal rolcondities beschouwd, en bredere parametrische onderzoeken zijn nog steeds vereist om een uitgebreider begrip te krijgen van de invloed van dynamische bedrijfsomstandigheden op de condensatieprestaties. In praktische offshore LNG-toepassingen kunnen warmtewisselaars complexe bewegingen met zes vrijheidsgraden ervaren die worden veroorzaakt door scheepsbewegingen, waaronder gecombineerde rol-, stamp- en gierbewegingen. Deze dynamische effecten kunnen het zwaartekrachtveld, de secundaire stromingsstructuren en de vloeistoffilmverdeling in de spiraalbuis continu wijzigen, waardoor de lokale warmteoverdracht en de drukvalkarakteristieken worden beïnvloed. Toekomstige studies zouden daarom de gekoppelde effecten van verschillende rolamplituden, frequenties en bewegingsrichtingen moeten onderzoeken om een completer raamwerk voor prestatie-evaluatie vast te stellen voor spiraalvormige warmtewisselaars in maritieme omgevingen.

Daarnaast is verdere validatie met behulp van praktische bedrijfsgegevens vereist, vooral gezien het verschil tussen het werkvloeistof dat in deze studie is gebruikt en de niet-azeotrope koolwaterstofmengsels die in daadwerkelijke industriële LNG-processen worden toegepast. In echte LNG-systemen vertonen gemengde koudemiddelen doorgaans een aanzienlijke temperatuurglijding en complex fase-evenwichtsgedrag vanwege de interacties tussen meerdere componenten. Deze kenmerken kunnen het condensatiemechanisme, de grensvlakmassaoverdracht en de lokale thermofysische eigenschappen beïnvloeden. Hoewel het huidige model de algemene stromings- en warmteoverdrachtstrends succesvol voorspelt, zijn experimentele onderzoeken met praktische vijf-componentenmengsels van koudemiddelen, zoals mengsels van stikstof/methaan/ethyleen/propaan/isopentaan, noodzakelijk om de betrouwbaarheid van het model verder te verifiëren en de toepasbaarheid op industriële omstandigheden te verbeteren.

Bovendien vereist de toepasbaarheid van het geselecteerde turbulentiemodel onder omstandigheden van annulaire-miststroom met een hoge dampfractie verder onderzoek. In dit stromingsregime kunnen sterke interfacevervorming, druppelmeesleuring en intense turbulentie-interacties optreden, wat resulteert in complexe mechanismen van impuls- en energie-uitwisseling tussen de dampkern en de vloeistoffase. Conventionele turbulentiemodellen kunnen onzekerheden introduceren bij het voorspellen van deze sterk anisotrope tweefasestroomkenmerken. Toekomstig onderzoek zou daarom geavanceerde turbulentiemodellen, verbeterde correlaties voor interfacekrachten of numerieke methoden met interface-resolutie kunnen overwegen om de voorspellingsnauwkeurigheid onder extreme bedrijfsomstandigheden te verhogen. De betrouwbaarheid van de numerieke resultaten bij werkdrukken die het in deze studie onderzochte bereik (3–5 MPa) aanzienlijk overschrijden, vereist eveneens verdere verificatie met aanvullende experimentele gegevens. Drukvariaties kunnen de thermofysische eigenschappen van het koelmiddel, de fase-evenwichtskenmerken en het condensatiegedrag sterk beïnvloeden, wat leidt tot afwijkingen tussen numerieke voorspellingen en de werkelijke prestaties. Op dezelfde wijze heeft de huidige studie massastromen onderzocht in het bereik van 350–550 kg/(m2·s), terwijl LNG-warmtewisselaars bij hogere massastromen kunnen werken. Of het voorgestelde numerieke model voldoende nauwkeurigheid en algemene toepasbaarheid behoudt bij hogere massastromen, moet nog worden bevestigd door verdere experimentele en numerieke studies.

Ondanks deze beperkingen biedt de huidige studie betekenisvolle theoretische inzichten en kwantitatieve richtlijnen voor het ontwerp en de optimalisatie van spiraalvormige warmtewisselaars voor LNG-toepassingen. Binnen het onderzochte werkingsbereik kan een verhoging van de ontwerp marge met ongeveer 20% effectief compenseren voor de prestatieafname veroorzaakt door rolcondities, wat een praktische technische aanpak biedt om betrouwbare werking in dynamische offshore-omgevingen te waarborgen. De bevindingen dragen niet alleen bij aan een dieper begrip van de condensatiekenmerken in spiraalvormige warmtewisselaars onder bewegingscondities, maar bieden ook waardevolle referenties voor de ontwikkeling van efficiëntere en robuustere LNG-warmteoverdrachtsystemen.

Openbaarmakingen

De auteurs verklaren dat zij geen bekende concurrerende financiële belangen of persoonlijke relaties hebben die van invloed zouden kunnen zijn op het in dit artikel beschreven werk.

Dankbetuigingen

Dit onderzoek wordt ondersteund door het Basic Research Project for Universities van het Liaoning Provincial Education Department (LJ212512594008 voor Xianshi Fang) en het Shenyang Key Laboratory of Industrial Product Testing Technology and Intelligent Testing Equipment (JC2503, JC2512).

Materialen

Lijst van materialen gebruikt in dit artikel
NaamBedrijfCatalogusnummerOpmerkingen
FluentANSYS2020r1simulatiesoftware
SpaceClaimANSYS2020r1modelleringssoftware

Referenties

  1. Cai W, Fang X, Chen J. The core liquefaction facility in many floating liquefaction facilities is the spiral-wound heat exchanger. In: Sustainable Liquefied Natural Gas. Elsevier; 2024:85-123.
  2. Yu J, Huo R, Shen H, et al. A simulation study on the condensation flow and thermal control characteristics of mixed refrigerant in a dimpled tube. Appl Therm Eng. 2023;120889.
  3. Li J, Hu H, Wang H. Numerical investigation on flow pattern transformation and heat transfer characteristics of two-phase flow boiling in the shell side of LNG spiral wound heat exchanger. Int J Therm Sci. 2020;152:106289.
  4. Fang X, Qiu G, Chen J, et al. A new frictional pressure drop correlation based on flow patterns for hydrocarbon refrigerants condensation flow. Int J Refrig. 2025;170:214-223.
  5. Fang X, Qiu G, Li Q, et al. A new heat transfer correlation based on flow patterns for hydrocarbon refrigerants condensation flow. Case Stud Therm Eng. 2024;56:104244.
  6. Fries S, Skusa S, Luke A. Heat transfer and pressure drop of condensation of hydrocarbons in tubes. Heat Mass Transfer. 2019;55:33-40.
  7. Zhuang XR, Gong MQ, Zou X, et al. Experimental investigation on flow condensation heat transfer and pressure drop of R170 in a horizontal tube. Int J Refrig. 2016;66:105-120.
  8. Zhuang XR, Chen GF, Zou X, et al. Experimental investigation on flow condensation of methane in a horizontal smooth tube. Int J Refrig. 2017;78:193-214.
  9. López-Belchí A, Illán-Gómez F, García-Cascales JR, et al. Condensing two-phase pressure drop and heat transfer coefficient of propane in a horizontal multiport mini-channel tube: experimental measurements. Int J Refrig. 2016;68:59-75.
  10. Smit FJ, Meyer JP. Condensation heat transfer coefficients of the zeotropic refrigerant mixture R-22/R-142b in smooth horizontal tubes. Int J Therm Sci. 2002;41:625-630.
  11. Berrada N, Marvillet C, Bontemps A, et al. Heat transfer in-tube condensation of a zeotropic mixture of HFC23/HFC134a in a horizontal smooth tube. Int J Refrig. 1996;19:463-472.
  12. Neeraas BO. Condensation of hydrocarbon mixtures in coil-wound LNG heat exchangers: tube-side heat transfer and pressure drop. Trondheim: Norwegian Institute of Technology; 1993.
  13. Li S, Cai W, Chen J, et al. Numerical study on condensation heat transfer and pressure drop characteristics of ethane/propane mixture upward flow in a spiral pipe. Int J Heat Mass Transfer. 2018;121:170-186.
  14. Qiu GD, Cai WH, Wu ZY, et al. Numerical simulation of forced convective condensation of propane in a spiral tube. J Heat Transfer. 2015;137:041502.
  15. Fang X, Guo Z, Tang K, et al. Numerical Study on Condensation Flow and Heat Transfer of Hydrocarbon Mixtures in Inclined Tubes under Static and Swaying Conditions. Front Heat Mass Transf. 2026; 24(2):18.

Herprints en machtigingen

Tags

Spiraalbuiswarmewisselaarniet-azeotrope mengselsnumerieke simulatieLNG-productiewrijvingsdrukvalrolamplituderolperiode
Neem contact met ons op
Aanbevelen aan de bibliotheek

Privacy

Gebruiksvoorwaarden

Beleidsoverzicht

Copyright © 2026 MyJoVE Corporation. Alle rechten voorbehouden.