Моделирование потока конденсации и теплопередачи в спиральных трубчатых теплообменниках для неазеотропных углеводородных смесей

Краткое содержание

В данной статье представлен протокол численного моделирования тепломассообмена при конденсации и характеристик потока неазеотропных углеводородных смесей в спиральных теплообменниках. Данный метод позволяет оценивать рабочие и переходные режимы для прогнозирования коэффициентов теплопередачи и перепадов давления.

Аннотация

Спирально-навитые теплообменники, являясь основным компонентом процесса сжижения природного газа, играют решающую роль в производстве СПГ. Для всестороннего изучения характеристик конденсационного потока и теплопередачи неазеотропных углеводородных смесей внутри спиральных трубок в данном исследовании проведено высокоточное численное исследование. Работа основывалась на четко определенном рабочем процессе, который включал создание геометрии с помощью профессионального инструмента моделирования, генерацию сетки в специализированном программном обеспечении, численный расчет в коммерческом решателе (с мониторингом сходимости в реальном времени) и количественную постобработку. Такой комплексный подход обеспечил высокую достоверность полученной численной модели. Максимальные отклонения от классических экспериментальных данных (экспериментальные данные Neeraas) составили менее 15% для коэффициента теплопередачи и менее 10% для градиента перепада давления из-за трения. Результаты моделирования показывают, что изменение периодов и амплитуд витков приводит к схожим колебательным тенденциям в процессе теплопередачи, вызывая как эффекты интенсификации, так и снижения эффективности. В частности, период витка изменяет эффективность теплопередачи на ±20%, в то время как амплитуда витка влияет на нее в пределах ±10%.

Введение

Природный газ, являясь относительно чистым ископаемым топливом, при сгорании выделяет значительно меньше диоксида углерода и других загрязняющих веществ, чем уголь и нефть. В условиях глобального перехода к системам возобновляемой энергии природный газ часто рассматривается как «переходное топливо» благодаря его способности поддерживать стабильность и надежность энергоснабжения¹. Путем сжижения газообразный природный газ охлаждается до состояния криогенной жидкости (СПГ), что сокращает его объем примерно в 600 раз, значительно облегчая транспортировку и хранение². Спиральный теплообменник (SWHE) является центральным компонентом в процессе сжижения природного газа. Данный тип теплообменника состоит из ряда спиральных трубок, закрепленных внутри цилиндрического кожуха и намотанных слой за слоем в противоположных направлениях вокруг центрального сердечника, при этом слои разделены проставками для обеспечения достаточного зазора для теплообмена. Благодаря своей спиральной конфигурации SWHE обеспечивает большую площадь поверхности теплопередачи при малых габаритах³. Такая компактная конструкция делает его весьма подходящим для интеграции в крупные объекты, особенно на морских плавучих добывающих платформах, где пространство строго ограничено. В процессах сжижения со смешанными хладагентами, обычно используемых при производстве СПГ, неазеотропные углеводороды движутся вверх внутри трубок, в то время как холодный флюид в кожуховой части течет вниз в противоточном режиме через зазоры внутри трубного пучка. В этих условиях основным процессом на трубной стороне является конденсация неазеотропных углеводородов внутри спиральных трубок, сопровождающаяся сложным газожидкостным двухфазным потоком^4,5.

Для точного прогнозирования характеристик потока и теплопереноса при конденсации внутри трубок были проведены обширные исследования. Для однокомпонентных алканов Fries и соавт.⁶ измерили характеристики теплопереноса при конденсации пропана в горизонтальных трубках и обнаружили, что перепад давления увеличивался при уменьшении диаметра трубки и давления насыщения. Они также отметили, что из-за воздействия силы тяжести коэффициент теплопередачи в нижней части трубки был ниже, чем в верхней. Zhuang и соавт.^7,8 изучили конденсацию метана и этана в горизонтальных трубках, показав, что коэффициент теплопередачи и фрикционный перепад давления увеличивались с ростом расхода и паросодержания. В предыдущем исследовании⁹ был проанализирован процесс конденсации пропана в микроканалах, что подтвердило сходство тенденций теплопереноса и перепада давления с показателями в обычных каналах. Для смешанных хладагентов Smit и соавт.¹⁰ исследовали конденсацию смесей R22/R142b в горизонтальных трубках и обнаружили, что при низких массовых потоках увеличение массовой доли R142b значительно снижало коэффициент теплопередачи. Berrada и соавт.¹¹ изучили смесь R134a/R23 и обнаружили, что температурный глайд оказывал незначительное влияние на теплоперенос при различных соотношениях компонентов. Neeraas провел эксперименты со смесями этан/пропан в спиральных трубках, отметив, что эффект перемешивания существенно влияет на расчет коэффициента теплопередачи при конденсации¹². В численном моделировании Li и соавт.¹³ смоделировали процесс конденсации смеси этан/пропан, показав, что коэффициент теплопередачи и фрикционный перепад давления снижались при увеличении давления насыщения. Qiu и соавт.¹⁴ учли эффект уноса жидкости паром при моделировании конденсации пропана в спиральных трубках; их результаты показали, что учет этого эффекта позволил снизить отклонение результатов моделирования от экспериментальных данных до уровня менее 25%.

Несмотря на обширные исследования различных рабочих жидкостей и конфигураций каналов, сохраняется существенный разрыв между чистыми или бинарными жидкостями, которые обычно изучаются в литературе, и многокомпонентными смесями, используемыми в промышленном производстве СПГ. В частности, численные исследования неазеотропных углеводородных смесей, состоящих из трех и более компонентов в сложных проточных каналах, остаются крайне ограниченными¹⁵. Кроме того, что касается специфики применения морских платформ СПГ, до сих пор отсутствует всестороннее понимание того, как движение оборудования, вызванное воздействием морской среды, изменяет конденсационный поток и характер теплопереноса. Чтобы восполнить эти пробелы в исследованиях, в данной работе сочетаются методы вычислительной гидродинамики (CFD) с имеющимися экспериментальными данными для разработки детальной трехмерной модели двухфазного конденсационного потока. На основе классических экспериментальных данных проводится сравнение и анализ смоделированного коэффициента теплопередачи и потери давления на трение. Используя эту модель, в статье основное внимание уделяется моделированию процесса конденсации репрезентативных составов газовых месторождений в спиральных трубках, особенно в условиях качения, для изучения механизмов влияния сложного движения на теплоперенос при многокомпонентной конденсации. Данное исследование обеспечивает надежную теоретическую базу и инженерные рекомендации для проектирования и оптимизации эффективных теплообменников в процессах сжижения природного газа на морских платформах.

Протокол

Поскольку данная работа сосредоточена на характеристиках локального теплообмена и перепада давления при конденсации внутри спиральной трубки, после полного развития потока можно использовать сокращенную расчетную область, что позволит точно представить локальное гидродинамическое и тепловое поведение. Для валидации по экспериментальным данным построена модель трехсекционной спиральной трубки на основе физической модели, предложенной Neeraas¹², с диаметром трубки 14 mm, углом наклона спирали 10° и диаметром витка 2 m. Модель состоит из трех участков: участка полностью развитого потока (0.6 m), исследуемого участка (0.2 m) и участка стабилизации давления (0.2 m). Участок полностью развитого потока обеспечивает достаточное развитие потока перед входом в область интереса. Исследуемый участок используется для сравнения с экспериментальными данными и детального анализа локальных характеристик потока и теплообмена. Участок стабилизации давления предназначен для поддержания стабильности давления на выходе и предотвращения обратного потока, чтобы избежать помех результатам, полученным на исследуемом участке. Сведения о конкретном программном обеспечении для моделирования приведены в Таблице материалов.

1. Физическая модель и сетка

1. Откройте программное обеспечение для моделирования. В нижней строке состояния выберите Sketch Mode (Режим эскиза) и щелкните по Z–X plane (плоскость Z–X), чтобы войти в среду эскиза.
2. На верхней панели инструментов выберите инструмент Circle (Окружность). Нарисуйте в начале координат окружность диаметром 14, затем нажмите Enter. На верхней панели инструментов нажмите Return to 3D Mode (Вернуться в 3D-режим). Эскиз окружности будет преобразован в поверхность.
3. Выберите созданную круглую поверхность. На верхней панели инструментов нажмите инструмент Move (Переместить, горячая клавиша: M). На поверхности появится триадный манипулятор (трехосевая рукоятка). Перетащите желтую сферу в центре манипулятора в глобальное начало координат (0, 0, 0), которое будет служить точкой отсчета для вращения и перемещения.
4. Перетащите красную стрелку вдоль оси X, введите 100 mm и нажмите Enter. Вращение: щелкните по rotation ring (кольцу вращения) вокруг оси X (синяя или зеленая дуга), введите 10° и нажмите Enter.
5. На верхней панели инструментов выберите Pull tool (Инструмент вытягивания, горячая клавиша: P) и выберите круглую поверхность. На левой панели выберите опцию Revolve (Вращение). Затем выберите ось Z глобальной системы координат в качестве оси вращения. На левой панели включите опцию Helix (Спираль). Создание Volume 1 (Объем 1): в поле ввода или на левой панели введите высоту 138.87 mm и угол 45.16°, затем нажмите Enter. Создана первая жидкостная область.
6. Создание Volume 2 (Объем 2): выберите новое торцевое сечение Volume 1. Повторите операцию спирального вытягивания, снова используя ось Z в качестве оси вращения. Введите высоту 69.4 и угол 2.58°.
7. Создание Volume 3 (Объем 3): выберите новое торцевое сечение Volume 2. Создайте Volume 3 с теми же параметрами, что и Volume 2, используя тот же метод.
8. На верхней панели меню перейдите на вкладку Workbench. Нажмите кнопку Share (Общие). Программа автоматически подсветит две грани, которые пересекаются между тремя объемами. Нажмите кнопку Complete (Завершить, галочка) справа.
9. На левой панели перейдите на вкладку Groups (Группы). Выберите начальную круглую грань первого объема, затем нажмите Create Named Selection (Создать именованный выбор) и определите ее как inlet (in) (вход).
10. Выберите конечную круглую грань третьего объема, нажмите Ctrl + G для создания группы и определите ее как outlet (out) (выход).
11. Выберите внешние цилиндрические поверхности трех объемов и определите их как границы стенок: wall1, wall2 и wall3.
12. В дереве структуры слева, удерживая Ctrl, выберите три твердых тела. Нажмите Ctrl + G, чтобы создать группу, и переименуйте ее в fluid (жидкость).
13. Подключите созданную геометрию к модулю Mesh (Сетка) и дважды щелкните, чтобы открыть программу Meshing. В левом дереве нажмите Mesh. В панели Details внизу слева разверните Sizing (Размер) и установите Element Size (Размер элемента) на 3.
14. Щелкните правой кнопкой мыши по Mesh в дереве, выберите Insert (Вставить) $\rightarrow$ Sizing (Размер). В качестве геометрии выберите входную поверхность (in) и нажмите Apply (Применить). Установите Element Size на 0.6.
15. Щелкните правой кнопкой мыши по Mesh, выберите Insert (Вставить) $\rightarrow$ Inflation (Нарастание слоев). Geometry (Геометрия): выберите все три жидкостные области и нажмите Apply. Boundary (Граница): выберите внешние поверхности стенок, определенные как wall, затем нажмите Apply. Измените опцию на First Layer Thickness (Толщина первого слоя). First Layer Height (Высота первого слоя): 0.01mm. Maximum Layers (Максимальное количество слоев): 15. Growth Rate (Коэффициент роста): 1.25.
16. Щелкните правой кнопкой мыши по Mesh, выберите Insert (Вставить) $\rightarrow$ Method (Метод). Выберите три жидкостные области и нажмите Apply. В выпадающем меню Method выберите Sweep (Сметание). В разделе Selection (Выбор) выберите Manual Source (Ручной источник). Выберите входную поверхность (in) в качестве исходной грани и нажмите Apply.
17. Щелкните правой кнопкой мыши по Mesh в дереве и выберите Generate Mesh (Сгенерировать сетку). В данном исследовании качество сетки строго контролировалось. Минимальное значение Orthogonal Quality (Ортогональное качество) сгенерированной сетки составляет более 0.90.

2. Работа с программным обеспечением для моделирования

1. Откройте программное обеспечение для расчета. Перейдите в Файл вкладка и под Прочитатьвыбрать СеткаЗатем перейдите к Масштабирование сетки и набор Сетка была создана в мм.
2. В Настройки решателявыберите Решатель на основе давлениявыберите Абсолютный для формулировка скоростии активируйте Транзиторный вариант по времени.
   ПРИМЕЧАНИЕ: Наложение уравнения осцилляции на стационарный опорный случай и его реализация с помощью пользовательской функции позволяют описать условие осцилляции в движущейся системе координат.
3. Нажмите Определяемый пользователем, затем выберите ФункцииВ разделе Interpreted UDFs загрузите скомпилированный файл осцилляции.
   ПРИМЕЧАНИЕ: Результирующее движение выражено в соответствии с уравнением (1). Был принят и реализован метод статической сетки с использованием системы движущихся координат. Фундаментальная физика плескания основана на относительном движении жидкости по отношению к границе контейнера. Возбуждение при плескании представлено в виде эквивалентных членов источника динамического ускорения в уравнениях импульса, что позволяет полностью воспроизвести динамические силы жидкости на стационарной сетке.
         (1)
   В уравнении Tc представляет собой период раскачивания, и X обозначает смещение, вызванное покачиванием.
4. Установите Ускорение свободного падения в Yнаправление к −9,81 м/с²Под Моделивключить Энергия и включите Уравнение энергии.
5. Под Моделивключить Вязкий и выберите Модель напряжений Рейнольдса (7 уравнений). В Настройки модели напряжений Рейнольдсавыберите Линейная зависимость давления от деформацииДля Обработка пристенной областивыберите Масштабируемые пристеночные функции.
6. В Фазынабор Фаза 1 (основная фаза) в качестве газ и Фаза 2 (вторичная фаза) как жидкийПод Глобальные настройкивключить Моделирование силы поверхностного натяженияи выберите Модель континуальной силы поверхностного натяжения.
   ПРИМЕЧАНИЕ: Был принят эквивалентный подход с использованием псевдожидкости на основе термофизических свойств, зависящих от температуры и давления, что является общепринятой методологией в исследованиях многокомпонентных смесей методом вычислительной гидродинамики (CFD). При фиксированном начальном составе смеси термофизические свойства, зависящие от состояния, включая плотность, динамическую вязкость, теплопроводность, удельную теплоемкость и характеристики насыщения, были рассчитаны и сформированы с помощью базы данных NIST REFPROP для всего диапазона рабочих температур и давлений. В настоящем исследовании смесь сохраняет однородный макросостав на протяжении всего моделирования. Использование переменных свойств, полученных из базы данных NIST, позволяет точно отразить нелинейные термофизические характеристики многокомпонентного флюида, избегая при этом излишних вычислительных затрат.
7. Рассмотрим в качестве примера смесь этана и пропана: при паросодержании 0,56 и давлении 3,2 МПа определите свойства жидкой фазы в Материалы следующим образом:
   1. Плотность: 393,06 кг/м³³
   2. Удельная теплоемкость (Cp): 386,4 Дж/(кг·К)
   3. Теплопроводность: 0,078798 Вт/(м·К)
   4. Вязкость: 5,4796 × 10⁻⁵ Па·с
   5. Молекулярная масса: 37,15 кг/кмоль
   6. Стандартная энтальпия основного состояния: 0
   7. Эталонная температура: 321 К
8. В разделе «Материалы» определите свойства газовой фазы следующим образом:
   1. Плотность: 67,49 кг/м³³
   2. Удельная теплоемкость (Cp): 348,7 Дж/(кг·К)
   3. Теплопроводность: 0,03035 Вт/(м·К)
   4. Вязкость: 1,129 × 10⁻⁵ Па·с
   5. Молекулярная масса: 34,756 кг/кмоль
   6. Стандартная энтальпия основного состояния: 0
   7. Эталонная температура: 321 K
9. Установите граничное условие на входе как Вход с заданным массовым расходом(массовый поток 300 кг/(м²·с)), the выходное отверстие как Выход с заданным давлением(0 МПа), и граничное условие на стенке как Тепловой поток(-10340 Вт/м²).
10. Под Методывыберите Алгоритм PISO для методов решения. Для Объемная долявыберите Геореконструкция.
    ПРИМЕЧАНИЕ: Хотя метод объемной доли жидкости (VOF) широко применяется для отслеживания топологической эволюции свободной поверхности на макроуровне при процессах плескания и термического фазового перехода, сохраняются определенные ограничения в точности захвата интерфейса и фиксации межфазных флуктуаций на микроуровне. Формулировка VOF фундаментально опирается на дискретные объемные доли фаз в ячейках. Используемая здесь схема Geo-Reconstruct значительно снижает численную диффузию; тем не менее, разрешение подсеточных микрокапель, процесса распыления или микроструктур интерфейса по-прежнему строго ограничено локальным измельчением сетки. Для динамики плескания на макроуровне, объемной тепловой конвекции и законов массопереноса при фазовом переходе, которые являются приоритетными в данном исследовании, текущая структура VOF с примерно 1,42 млн сеточных элементов обеспечивает оптимальный баланс между топологической точностью и вычислительными затратами.
11. В Мониторы, настройте мониторинг для:
    1. Давление на входе и выходе из измерительного участка.
    2. Температура на входе и выходе.
    3. Температура стенки.
    4. Объемная доля на входе и выходе.
       ПРИМЕЧАНИЕ: Критерий сходимости для остатка энергии установлен на уровне 1 × 10⁻⁸, в то время как значения для остальных параметров установлены на уровне 1 × 10⁻⁴Динамически контролировались ключевые глобальные переменные, включая среднюю по площади температуру и общий перепад давления на исследуемом участке. Вычисления продолжались до тех пор, пока значения этих переменных не перестали колебаться, что подтверждало достижение потоком полностью развитого и стабильного состояния.
12. Выполните стандартную инициализацию выбора метода, произведя расчет по всем зонам. После инициализации в... Выполнить расчет панель, набор: Размер временного шага: 1 × 10⁻⁴ с, и Количество временных шагов: 1 × 10⁶.

3. Постпроцессинг и настройка экспорта данных

1. В панели Calculation Activities нажмите Autosave (Every Flow Time), чтобы открыть окно автосохранения. В настройках автосохранения установите значение Save Data File Every [s] на 0.01 и выберите Flow Time в качестве типа интервала сохранения. Для параметра Save Associated Case Files Type выберите Only if Modified, затем нажмите OK.
2. Откройте окно Contours на панели Results. В настройках Contours активируйте опции Filled, Node Values, Boundary Values, Global Range и Auto Range.
3. Выберите Phases в качестве типа contour и Volume Fraction в качестве variable, затем укажите phase-1 как целевую фазу. Наконец, нажмите Save/Display для визуализации распределения контуров.
   ПРИМЕЧАНИЕ: Коэффициент теплопередачи рассчитывается как отношение плотности теплового потока на стенке к движущей силе температуры, полученной из разности температур между входом и выходом исследуемого участка. В условиях плескания используется усредненный по времени коэффициент теплопередачи. Перепад давления определяется путем мониторинга разности давлений на входе и выходе, после чего градиент потерь давления на трение рассчитывается как отношение этого перепада давления к длине сегмента трубки.
4. Импортируйте полученные данные, такие как значения температуры и давления на входе и выходе, в Excel.
5. Определите разность температур и разность давлений между входом и выходом в соответствии с методом расчета, описанным в разделе 3.3.

Результаты

С использованием валидированной численной модели было проведено моделирование реального процесса сжижения для систематического исследования изменений коэффициента теплопередачи и перепада давления за счет трения при различных рабочих параметрах, что позволило создать теоретическую базу для проектирования и оптимизации теплообменников. Основные выводы заключаются в следующем: при конденсации чистого флюида теплопередача сосредоточена преимущественно в жидкой пленке, прилегающей к стенке трубки, где температура границы раздела фаз газа и жидкости равна температуре ядра пара, и обе они соответствуют температуре насыщения. Напротив, конденсация смеси представляет собой неравновесный процесс, характеризующийся одновременным теплообменом как в жидкой пленке, так и в ядре пара. Вследствие этого температура границы раздела фаз отклоняется от температуры насыщения основного объема, что сопровождается сдвигом межфазной концентрации от равновесного насыщенного состояния. В ходе этого процесса менее летучий компонент конденсируется преимущественно, что приводит к накоплению более летучего компонента на границе раздела фаз. Это накопление повышает локальную концентрацию более летучего компонента, создавая градиент концентрации между границей раздела и основным объемом пара. Данный градиент вызывает значительное сопротивление массопереносу, которое препятствует конденсации менее летучего компонента, тем самым снижая коэффициент теплопередачи при конденсации.

Уравнение объемной доли:

      (2)

      (3)

Объемные доли газовой и жидкой фаз удовлетворяют следующему условию:

    (4)

Уравнение энергии:

    (5)

Модель Ли для фазовых переходов:

      (6)

      (7)

где S_(αl) представляет собой скорость массопереноса, связанную с фазовым переходом, на единицу объема и единицу времени; α_l представляет собой объемную долю жидкой фазы; α_g представляет собой объемную долю газовой фазы; u⃗ представляет собой общую скорость двух фаз, м/с; ρ — плотность смеси, полученная путем средневзвешенного расчета по объемным долям, кг/м³; µ обозначает динамическую вязкость смеси, Па·с; h — средняя энтальпия газовой и жидкой фаз, Дж/кг; λ_eff — эффективный коэффициент теплопроводности между газовой и жидкой фазами, Вт/(м·К); r — коэффициент временной релаксации, 1/с, в данной статье он принят равным 10⁴; Ts — температура насыщения. Поведение смеси рабочих тел при конденсации отличается от поведения чистых рабочих тел, главным образом, из-за летучести компонентов.

Массовый поток, степень сухости пара и давление насыщения оказывают значительное влияние на коэффициент теплопередачи при конденсации и фрикционный перепад давления. С увеличением массового потока растет скорость потока, что усиливает возмущение паровой пленки и, следовательно, улучшает теплопередачу внутри пленки, что приводит к общему увеличению коэффициента теплопередачи. В то же время касательное напряжение, оказываемое паровой фазой на жидкостную пленку, возрастает, что приводит к более высокому фрикционному перепаду давления. С ростом степени сухости пара увеличиваются как коэффициент проскальзывания фаз, так и скорость смеси, что усиливает сдвиговое взаимодействие между жидкостной пленкой и стенкой, а также межфазный сдвиг между паровой и жидкой фазами. Это улучшает характеристики теплопередачи. В таких условиях эффекты сдвига становятся доминирующими, а снижение плотности смеси дополнительно способствует увеличению фрикционного перепада давления. Давление насыщения также играет критическую роль в определении характеристик течения и теплопередачи. При низком давлении насыщения плотность пара снижается, а скорость потока увеличивается, что приводит к истончению жидкостной пленки и снижению термического сопротивления, тем самым улучшая теплопередачу. Напротив, при более высоких давлениях насыщения температура флюида растет, а плотность и вязкость жидкости снижаются, что ослабляет сдвиговое взаимодействие между жидкостной пленкой и стенкой, приводя к снижению фрикционного перепада давления. При степени сухости пара 0,5 при увеличении массового потока с 450 до 50 kg/(m²·s) коэффициент теплопередачи растет с 518 до 5637 W/(m²·K), что представляет собой увеличение на 10%. Одновременно с этим фрикционный перепад давления возрастает с 2523 до 342 Pa/m, что означает существенное увеличение на 36%.

Влияние периода и амплитуды перекатывания на процесс теплопередачи демонстрирует схожие тенденции: в обоих случаях наблюдается одновременное проявление эффектов усиления и ухудшения теплопередачи. Перекатывающееся движение изменяет интенсивность турбулентности внутри жидкостной пленки и, следовательно, влияет на турбулентную кинетическую энергию пленки. Когда усредненная по циклу турбулентная кинетическая энергия увеличивается, доминирующим становится перенос, усиленный турбулентностью, что приводит к улучшению теплопередачи. Напротив, при снижении усредненной по циклу турбулентной кинетической энергии ослабление турбулентности подавляет интенсивность теплопереноса. Одновременно с этим перекатывающееся движение усиливает колебания жидкостной пленки и изменяет ее толщину. Уменьшение толщины жидкостной пленки снижает термическое сопротивление и, следовательно, усиливает теплопередачу, в то время как увеличение толщины пленки повышает термическое сопротивление и ухудшает показатели теплопередачи. Эти два механизма, а именно изменение турбулентной кинетической энергии и изменение толщины жидкостной пленки, взаимодействуют и совместно определяют общий характер теплопередачи за цикл перекатывания. В диапазоне, рассмотренном в данном исследовании, влияние периода перекатывания на эффективность теплопередачи составляет примерно ±20%, тогда как влияние амплитуды перекатывания — в пределах ±10%.

Рисунок 1Схематическое изображение имитационной физической модели. Из-за чрезмерно высоких вычислительных затрат на моделирование полномасштабных спиральных трубок была принята упрощенная модель с сокращенной расчетной областью, как показано на Рисунке 1. Для валидации с использованием экспериментальных данных Neeraas¹², построена трехсекционная модель (диаметр трубки: 14 мм, угол спирали: 10°, диаметр витка: 2 м). Он состоит из стабилизирующего участка (0,6 м) для формирования потока, тестового участка (0,2 м) для сравнения локальных данных и участка стабилизации давления (0,2 м) для предотвращения обратного потока и поддержания стабильности давления на выходе. Он включает три части, первая из которых основана на схематическом чертеже из книги, ранее опубликованной Cai¹. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 2Результаты исследования сеточной сходимости. На рисунке 2 представлены результаты проверки сеточной независимости для коэффициента теплоотдачи и потери давления на трение в зависимости от количества ячеек сетки. Как показано на рисунке, и коэффициент теплоотдачи, и потеря давления на трение значительно снижаются при увеличении общего количества ячеек с 0,60 до 1,3 миллиона. При количестве ячеек свыше 1,3 миллиона изменения обеих контролируемых величин стабилизируются; дальнейшее измельчение сетки до 1,85 миллиона ячеек дает относительное отклонение менее 0,5%, что свидетельствует о достижении сеточной независимости. Для обеспечения баланса между вычислительной точностью и затратами ресурсов для всех последующих расчетов было принято разрешение сетки примерно в 1,42 миллиона ячеек. Кроме того, было подтверждено, что данное разрешение сетки подходит как для стационарных условий, так и для условий с раскачиванием. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 3Результаты верификации численного моделирования коэффициента теплоотдачи и экспериментальных данных Neeraa. Прогнозируемые коэффициенты теплопередачи хорошо согласуются с экспериментальными данными в диапазоне паросодержания от 0,2 до 0,8. В частности, результаты моделирования несколько выше экспериментальных данных при паросодержании 0,2–0,4, тогда как при паросодержании 0,5–0,8 экспериментальные значения незначительно превышают результаты численного прогнозирования. Согласно количественной оценке, максимальное отклонение составляет 15%. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 4Результаты верификации численного моделирования потерь давления на трение и экспериментальных данных Neeraas. Прогнозируемый перепад давления за счет трения в целом несколько выше экспериментальных результатов, при этом максимальное отклонение не превышает 10%. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 5: Объемная доля газовой фазы при различных значениях массового потока (диаметр = 10 мм, паросодержание = 0,5). На рисунке 5 представлены распределения объемной доли пара в сечении на выходе при различных массовых потоках и одинаковом паросодержании. Как показано на рисунке, минимальная объемная доля пара равна 0, что указывает на полное смачивание стенки жидкостной пленкой. При низких значениях массового потока режим течения определяется преимущественно силой тяжести и имеет типичную структуру расслоенного течения. С увеличением массового потока касательное напряжение, воздействующее со стороны паровой фазы на жидкостную пленку, постепенно возрастает и в конечном итоге начинает определять характер течения, что приводит к постепенному переходу от расслоенного течения к кольцевому. Кроме того, паросодержание также оказывает существенное влияние на эволюцию режима течения и совместно с массовым потоком определяет изменение структуры двухфазного потока. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 6Коэффициент теплопередачи при различных значениях массового потока. Зависимость коэффициента теплоотдачи от различных значений массового расхода представлена на рисунке 6. При постоянном паросодержании коэффициент теплоотдачи увеличивается с ростом массового расхода. В процессе конденсации вдоль внутренней стенки трубки образуется паровая пленка. С увеличением массового расхода растет скорость потока, что усиливает возмущение паровой пленки и интенсифицирует теплопередачу внутри нее, тем самым снижая термическое сопротивление. В результате при повышенных значениях массового расхода коэффициент теплоотдачи становится выше. Одновременно с увеличением массового расхода увеличивается и число Рейнольдса, соответствующее жидкой пленке. В целом, массовый расход оказывает значительное влияние на коэффициент теплоотдачи. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 7Потеря давления на трение при различных значениях массового потока. На рисунке 7 показано изменение перепада давления из-за трения при различных значениях массового потока. Результаты указывают на то, что при одном и том же качестве пара перепад давления из-за трения значительно увеличивается с ростом массового потока. Это происходит главным образом из-за того, что более высокий массовый поток приводит к увеличению скорости потока, что усиливает сдвиг, оказываемый паровой фазой на жидкостную пленку, а также касательное напряжение на стенке, что приводит к большему перепаду давления из-за трения. В целом, массовый поток оказывает выраженное влияние на перепад давления из-за трения. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 8Объемная доля газовой фазы при различных значениях сухости пара (диаметр = 10 мм). На рисунке 8 представлены распределения объемной доли пара на выходе для четырех значений паросодержания. Объемная доля резко возрастает при низком паросодержании, но при высоком паросодержании выходит на плато около значения 1. Были выявлены четыре различных режима течения: расслоенный, полукольцевой, кольцевой и дисперсный. При низком паросодержании доминирует сила тяжести, что приводит к расслоенному течению с паром в верхней части и жидкостью в нижней. По мере увеличения паросодержания на смену гравитации в качестве доминирующего механизма приходит межфазный сдвиг, который переводит течение из полукольцевого и кольцевого режимов в дисперсный. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 9Объемная доля газовой фазы при различных давлениях насыщения. С увеличением давления насыщения плотность жидкости снижается, в то время как плотность пара увеличивается, что приводит к изменению разности плотностей двух фаз и общему увеличению плотности смеси. Одновременно с этим изменяются характеристики проскальзывания газа и жидкости, а межфазный сдвиг ослабевает, что приводит к снижению объемной доли пара. Эти изменения более непосредственно отражаются в тенденциях изменения коэффициента теплоотдачи и гидравлического сопротивления. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть эту фигуру в более крупном масштабе.

Рисунок 10Коэффициент теплопередачи при различных давлениях насыщения. На рисунке 10 представлены коэффициенты теплоотдачи при различных значениях паросодержания и давления насыщения. При постоянном паросодержании более низкое давление насыщения обеспечивает более высокий коэффициент теплоотдачи. С точки зрения механизмов, повышение давления увеличивает плотность пара, что приводит к снижению скорости потока и касательного напряжения на границе раздела фаз. Это вызывает утолщение жидкостной пленки, тем самым увеличивая термическое сопротивление и ухудшая теплопередачу. Кроме того, влияние давления насыщения становится более выраженным при высоких значениях паросодержания, когда доминирует скорость пара, а вызванные давлением изменения плотности приводят к более значительным колебаниям касательного напряжения на границе раздела фаз. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 11Потеря давления на трение при различных давлениях насыщения. На рисунке 1 показано изменение перепада давления за счет трения при различных давлениях насыщения. Результаты указывают на то, что при одном и том же паросодержании перепад давления за счет трения уменьшается по мере увеличения давления насыщения. В сочетании с распределением скоростей, полем температуры переохлаждения и распределением объемной доли пара при различных давлениях насыщения эти результаты свидетельствуют о том, что более высокое давление насыщения соответствует более высокой температуре жидкости, что сопровождается снижением как плотности, так и вязкости жидкости. В результате ослабевает сдвиговое взаимодействие между жидкой пленкой и стенкой, что приводит к снижению перепада давления за счет трения. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 12Объемная доля газовой фазы при различных периодах перекатывания (качество пара = 0,5, массовый поток = 550 кг/(м²·с))²·с, A = 3 м). При фиксированной амплитуде перекатывания сокращение периода перекатывания приводит к усилению дополнительного инерционного эффекта, вызванного колебательным движением, что вызывает более интенсивные флуктуации скорости в поле потока. Эти флуктуации также демонстрируют выраженный периодический характер с чередующимися фазами ускорения и замедления потока. В то же время движение перекатывания изменяет пространственное распределение жидкой пленки и модифицирует структуру потока, влияя тем самым на теплопередачу. С увеличением средней толщины жидкой пленки возрастает ее термическое сопротивление, что снижает эффективность теплопереноса. Напротив, при уменьшении средней толщины жидкой пленки ее термическое сопротивление снижается, что способствует интенсификации теплопереноса. Классификация режимов течения основана на критериях перехода структуры потока, предложенных в источнике⁴. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 13Коэффициент теплопередачи при различных режимах прокатки периодыНа рисунке 13 приведено сравнение средневременных коэффициентов теплоотдачи (КТО) при качельном движении (перекате) по сравнению с неподвижным базовым случаем. Перекат изменяет КТО в пределах ±20%, вызывая как его увеличение, так и снижение. При низких значениях КТО (низком паросодержании) перекат интенсифицирует теплоотдачу — особенно при более коротких периодах переката — за счет усиления турбулентности в жидкостной пленке и межфазных флуктуаций. Напротив, при высоких значениях КТО (высоком паросодержании) перекат ухудшает теплоотдачу, сжимая паровое ядро и увеличивая толщину жидкостной пленки (вследствие среднего утолщения и центробежных эффектов при кольцевом течении), что приводит к повышению термического сопротивления. Следовательно, для морских условий эксплуатации рекомендуется предусмотреть соответствующий запас по проектированию. Каждая точка на рисунке соответствует независимому детерминированному случаю численного моделирования. CFD-решение определяющих уравнений не учитывает измерительный шум и исключает статистическую дисперсию, характерную для повторных экспериментальных испытаний; поэтому планки погрешностей, основанные на статистических распределениях, неприменимы и не требуются. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Рисунок 14Коэффициент теплопередачи при различных амплитудах прокаткиНа рисунке 14 представлены значения средневременных коэффициентов теплоотдачи (КТО) при различных амплитудах качения в сравнении со стационарным базовым уровнем. Амплитуда качения изменяет КТО в пределах ±10%, вызывая как его повышение, так и снижение. При низких значениях КТО (низком паросодержании) качение интенсифицирует теплоотдачу — более выраженно при больших амплитудах — за счет усиления турбулентности жидкостной пленки и межфазных флуктуаций. Напротив, при высоких значениях КТО (высоком паросодержании) качение ухудшает теплоотдачу, сжимая паровое ядро и увеличивая толщину жидкостной пленки (вследствие среднего утолщения и центробежных эффектов при кольцевом течении), что приводит к росту термического сопротивления. Следовательно, для морских условий эксплуатации рекомендуется предусмотреть соответствующий запас по проектированию. Пожалуйста, нажмите здесь, чтобы просмотреть увеличенную версию этого рисунка.

Массовый поток	Пар	Давление	Диаметр трубы (мм)	Угол обхвата	Диаметр обмотки (м)	период прокатки (с)	амплитуда качения (м)
кг/(м2·с)	качество	МПа		°
350–550	0.1–0.9	3–5	10	4	2	2–5	2–3

Таблица 1: Моделируемые рабочие условия. В таблице 1 обобщены условия моделирования для смеси легких углеводородов в секции сжижения реального промышленного процесса¹⁵. Рабочий флюид состоит из метана, пропана, изопентана, этилена и азота с молярным соотношением 5,314:1,407:0,04:23,709:19,53. Свойства, полученные с помощью NIST REFPROP, использовались для точного отображения нелинейного поведения однородной смеси при всех рабочих условиях при минимизации вычислительных затрат.

Обсуждение

Для обеспечения достоверности моделирования используется трехсекционная конфигурация, которая создает полностью развитые условия потока перед испытательной секцией и подавляет обратный ток на выходе, тем самым оптимизируя точность прогнозируемых результатов. Аналогичный подход применялся и в предыдущих исследованиях горизонтальных труб¹. В процессе генерации сетки в данном исследовании высота первого слоя сетки, количество пограничных слоев и минимальное требование к ортогональному качеству имеют критическое значение, так как они напрямую влияют на точность результатов моделирования. Массовый поток, степень паросодержания и давление насыщения существенно влияют на тепломассообмен при конденсации и перепад давления. Увеличение массового потока повышает скорость пара и межфазный сдвиг, что ведет к росту как коэффициента теплоотдачи, так и потерь давления на трение. Повышение степени паросодержания также усиливает межфазный сдвиг и способствует переходу от расслоенного потока к кольцевому и дисперсному. Напротив, увеличение давления насыщения снижает и коэффициент теплоотдачи, и потери давления на трение. Эти тенденции в целом согласуются с результатами предыдущих экспериментальных и численных исследований конденсации углеводородов^6,7,8,9,13. Для неазеотропных смесей следует также учитывать дополнительное сопротивление массопереносу, вызванное перераспределением компонентов вблизи границы раздела пар–жидкость^10,11,12.

Важным выводом является то, что вращательное движение может как улучшить, так и ухудшить теплопередачу при конденсации. В исследованном диапазоне период вращения изменяет эффективность теплопередачи примерно на ±20%, в то время как амплитуда вращения вызывает колебания примерно на ±10%. Такое поведение в основном обусловлено комбинированным воздействием турбулентности жидкостной пленки и изменением ее толщины. Повышение турбулентности или уменьшение толщины жидкостной пленки усиливают теплопередачу, тогда как снижение турбулентности или утолщение пленки приводят к ее ухудшению. Таким образом, общий отклик теплопередачи зависит от конкуренции между этими двумя механизмами. При применении данного метода следует учитывать ряд численных аспектов. Поскольку прогнозируемая теплопередача и перепад давления чувствительны к толщине жидкостной пленки и поведению на межфазной границе, необходимы достаточное разрешение сетки вблизи стенки и соответствующий временной шаг. Кроме того, сходимость не должна оцениваться только по невязкам. Для того чтобы отличить численные осцилляции от фактических флуктуаций, вызванных вращением, необходимо также отслеживать основные физические величины, включая температуру, давление, объемную долю пара и перепад давления.

Однако в данном исследовании было рассмотрено лишь ограниченное число условий качения, и для более полного понимания влияния динамических условий эксплуатации на эффективность конденсации все еще требуются более широкие параметрические исследования. В реальных офшорных установках по сжижению природного газа (СПГ) теплообменники могут подвергаться сложным перемещениям с шестью степенями свободы, вызванным движением судна, включая комбинированные движения качки, килевой качки и рыскания. Эти динамические эффекты могут непрерывно изменять гравитационное поле, структуры вторичного течения и распределение жидкой пленки внутри винтовой трубки, влияя тем самым на локальные характеристики теплопередачи и перепада давления. Следовательно, в будущих работах следует изучить сопряженное влияние различных амплитуд, частот и направлений качения для создания более полной системы оценки эффективности винтовых змеевиковых теплообменников в морских условиях.

Кроме того, требуется дальнейшая валидация с использованием фактических эксплуатационных данных, особенно с учетом разницы между рабочим телом, принятым в данном исследовании, и неазеотропными углеводородными смесями, используемыми в реальных промышленных процессах СПГ. В реальных системах СПГ смешанные хладагенты обычно характеризуются значительным температурным глайдом и сложным фазовым равновесием из-за взаимодействия между несколькими компонентами. Эти характеристики могут влиять на механизм конденсации, межфазный массоперенос и локальные теплофизические свойства. Хотя представленная модель успешно предсказывает общие тенденции потока и теплопередачи, для дальнейшего подтверждения надежности модели и повышения ее применимости к промышленным условиям необходимы экспериментальные исследования с использованием реальных пятикомпонентных смешанных хладагентов, таких как смеси азот/метан/этилен/пропан/изопентан.

Кроме того, применимость выбранной модели турбулентности в условиях кольцевого распыленного потока с высоким паросодержанием требует дальнейшего изучения. В этом режиме течения могут возникать сильные деформации межфазной границы, унос капель и интенсивные турбулентные взаимодействия, что приводит к сложным механизмам обмена импульсом и энергией между паровым ядром и жидкой фазой. Традиционные модели турбулентности могут вносить неопределенность при прогнозировании этих сильно анизотропных характеристик двухфазного потока. Поэтому в будущих исследованиях можно рассмотреть использование усовершенствованных моделей турбулентности, улучшенных корреляций межфазных сил или численных методов с разрешением границы раздела фаз для повышения точности прогнозирования в экстремальных условиях эксплуатации. Надежность численных результатов при рабочих давлениях, значительно превышающих диапазон, исследованный в данной работе (3–5 MPa), также требует дополнительной верификации с помощью экспериментальных данных. Колебания давления могут сильно влиять на теплофизические свойства хладагента, характеристики фазового равновесия и процесс конденсации, что приводит к расхождениям между численными прогнозами и фактическими показателями. Аналогично, в настоящем исследовании изучались массовые потоки в диапазоне 350–550 kg/(m²·s), в то время как теплообменники СПГ могут работать при более высоких значениях массового потока. Сохранит ли предлагаемая численная модель достаточную точность и общую применимость при более высоких массовых потоках, предстоит подтвердить в ходе дальнейших экспериментальных и численных исследований.

Несмотря на эти ограничения, настоящее исследование дает важные теоретические сведения и количественные рекомендации по проектированию и оптимизации теплообменников с винтовыми змеевиками для применения в системах СПГ. В исследованном диапазоне рабочих параметров увеличение проектного запаса примерно на 20% может эффективно компенсировать снижение производительности, вызванное условиями качки, что представляет собой практический инженерный подход к обеспечению надежной работы в динамических условиях морского базирования. Полученные результаты не только способствуют более глубокому пониманию характеристик конденсации в теплообменниках со спиральными змеевиками в условиях движения, но и служат ценным ориентиром для разработки более эффективных и надежных систем теплообмена для СПГ.

Материалы

Список материалов, использованных в этой статье

Имя	Компания	Каталожный номер	Комментарии
Fluent	ANSYS	2020r1	программное обеспечение для моделирования
SpaceClaim	ANSYS	2020r1	программное обеспечение для моделирования