束露露, 費正陽, 鄧佳佳
(1.浙江海洋大學 船舶與海運學院,浙江 舟山 316022;2.廣西電力職業技術學院,廣西 南寧 530007)
為盡快實現“碳達峰”“碳中和”戰略目標,國家在各方面均作出相應部署。天然氣作為一種優質、易于存儲的清潔能源,需求量逐年上升[1-2]。將天然氣低溫冷卻成液化天然氣(Liquefied Natural Gas,LNG)是運輸、儲存效率較高的一種方式,并利于安全使用和環境保護[3]。為防止在預冷過程中因液艙內外溫差過大造成安全事故,一般用LNG作為制冷劑對液艙進行噴霧預冷,在預冷前用LNG蒸汽將艙內凝點較高的氣體置換出去[4-6]。因此,研究LNG液艙噴霧預冷過程并在工程中的應用十分重要。
LNG液艙在預冷過程中,其起始環境溫度遠高于飽和溫度,傳質非常劇烈,高速蒸汽吹拂使邊界層加厚,阻礙傳熱[7-9],即液滴蒸發產生“吹拂效應”[10-11]。丁繼賢等[12]通過建立單液滴蒸發模型,并對其進行數值模擬,得出在高溫和強對流環境下增大環境壓力可以促進液滴蒸發,而在溫度較低的弱對流環境中增大環境壓力反而會延緩液滴蒸發。ZHAN等[13]用單液滴干燥(Single Droplet Drying,SDD)裝置,模擬脫硫廢水液滴在高溫氣體中的對流蒸發過程,得出液滴蒸發速率隨體積溫度的升高而升高。隨著對液滴的進一步研究,ZHAO等[14-15]將靜態液滴相變模型與運動模型相結合,建立單個液滴的運動相變模型。
由于在液艙預冷過程中艙內溫度變化幅度較大,且LNG噴淋狀態為多液滴并存,而現有的液滴蒸發模型與實際工程應用誤差較大,因此建立新計算模型,并對其進行應用模擬。
對LNG飽和雙液滴在其蒸汽中蒸發的過程進行建模,并對網格展開無關性驗證。
假設簡化條件:①液滴在蒸發過程中維持球形不變;②雙液滴的粒徑始終相同;③模型中的氣體選擇甲烷;④由于液滴內部運動對傳熱與傳質產生的影響較小,因此忽略液滴內部運動帶來的影響;⑤忽略蒸汽熱輻射帶來的影響;⑥液滴內部和氣液界面處設置為飽和溫度。
連續性方程為
(1)
式中:x為徑向坐標;ρ為蒸汽密度;vx為軸向速度;r為軸向坐標;vr為徑向速度。
動量守恒方程為
(2)
(3)
式(2)和式(3)中:p為壓力;μ為黏度;v為來流速度;Fx為浮升力項,Fx=-gαΔT,其中,α為體脹系數,ΔT為溫差。
能量守恒方程為
(4)
加入組分方程使液滴能夠在混合介質中蒸發模擬。組分擴散方程為
?(ρvwi)=-?Ji
(5)
式中:wi為i相的質量分數;Ji為i相的擴散通量。
由氣液界面能量守恒定律可知:液滴相變所需的潛熱等于蒸汽傳遞給液滴的熱量。液滴表面的蒸汽噴發速度為
(6)
式中:v2為液滴表面蒸汽蒸發速度;q為熱流密度;ΔH為液滴蒸發所需的潛熱。
選擇理想氣體模型計算氣相介質密度ρ′,即
(7)
式中:pop為操作壓力;p1為相對壓力;MW為氣體介質的相對分子質量;R為普適氣體常數。
為了確定上下液滴之間的距離對液滴蒸發的影響,定義無量綱相對距離C:
(8)
式中:S為液滴間距;d為液滴粒徑。
由于LNG液滴的噴霧預冷過程是多液滴間相互影響的過程,因此以雙液滴為基礎,建立上下雙液滴二維軸對稱物理模型,如圖1所示。圖2為其網格示例。
圖1 雙液滴物理模型
圖2 網格示例
在計算過程中,網格數量對模擬結果的精度具有一定的影響。選擇ΔT為190 K、C為30、d=2.5 mm的雙液滴模型計算,劃分3組不同數量的網格,具體如表1所示。
表1 不同數量網格
圖3為雙液滴在3種網格數量下得到的局部熱流密度q隨來流夾角φ變化的對比圖。由圖3可知:網格1不管是上游液滴還是下游液滴的q隨φ的變化曲線與網格2和網格3均出現明顯分離,而網格2和網格3的曲線基本重合,說明在網格數量為77 925時已滿足計算要求,因此為了節約計算成本選用網格2進行后續計算。
圖3 局部熱流密度變化曲線
為了使所建立的模型能夠在工程中實際應用,將雙液滴置于一個60.0 mm×60.0 mm×100.0 mm的長方體內,模擬在真實工況條件下液滴的傳熱與傳質過程,進而預測模型的準確性。
圖4為模擬的液艙預冷模型網格示例。采用Gambit進行幾何建模和網格劃分,并對液滴表面進行局部加密處理。模型選用Symmetry對稱結構,上液滴中心設置為坐標原點,液滴表面設為速度入口,液艙上頂面設為壓力出口,出口溫度設為平均溫度,其余部分設為液艙壁,z軸負方向添加g=9.81 m/s2。蒸汽起始溫度為300 K,液滴表面溫度為110 K。使用密度求解器,采用二階迎風格式離散。
圖4 液艙預冷模型網格示例
圖5為不同粒徑液滴預冷溫降曲線對比。由圖5可知:液艙內的T在起始50 s內迅速降低,之后隨時間的增加緩慢下降。單液滴較雙液滴使T的降低速度更緩慢,且單液滴作用下的T大于雙液滴。雙液滴的C越大,溫降速率越大。由圖5(a)可知:在d=2.5 mm、C=70、t=300 s時,雙液滴作用下的T為95 K。由圖5(d)可知:在d=1.0 mm、C=70、t=300 s時,雙液滴作用下的T為138 K。隨著液艙預冷時間的增大,雙液滴作用下的液艙趨于穩定時的T隨d的減小而增大。
圖5 不同粒徑液滴預冷溫降曲線對比
圖6為粒徑對預冷結束時間的影響,其中,單液滴參考文獻[16]的研究結果。由圖6可知:預冷結束時間隨著d的增加而減小,且雙液滴的C越大,預冷結束時間越小。在d=2.5 mm工況條件下,單液滴預冷結束時間為333 s,在C分別為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間分別為299 s、233 s和200 s,雙液滴預冷結束時間相比于單液滴分別減少約10%、30%和40%,而C=40的時間相比于C=10縮短約22%,C=70的時間相比于C=40縮短約14%,即雙液滴的預冷結束時間小于單液滴,且預冷結束時間隨C的增大而減小。在d=2.0 mm工況條件下,單液滴預冷結束時間為438 s,在C分別為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間分別為394 s、306 s和263 s,雙液滴預冷結束時間相比于單液滴分別減少約10 %、30 %和40 %。在d=1.5 mm工況條件下,單液滴預冷結束時間為685 s,在C分別為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間分別為616 s、480 s和411 s,雙液滴預冷結束時間相比于單液滴分別減少約10%、30%和40%。在d=1.0 mm工況條件下,單液滴預冷結束時間為1 552 s,在C分別為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間分別為1 397 s、1 086 s和931 s,雙液滴預冷結束時間相比于單液滴分別減少約10%、30%和40%。因此,無論粒徑大小,在C為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間相比于單液滴均分別減少約10%、30%和40%。
圖6 粒徑對預冷結束時間的影響
圖7為d=2.5 mm工況條件下的液艙起始溫度T0對預冷結束時間的影響。由圖7可知:單液滴和雙液滴的預冷結束時間與T0基本呈線性關系,且隨著T0的升高,液滴的預冷結束時間增加。單液滴的預冷結束時間與T0的斜率為1.050 s/K。在C分別為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間與T0的斜率分別為0.945 s/K、0.735 s/K、0.630 s/K。在T0為220 K時,單液滴的預冷結束時間為249 s,在C分別為10、40、70時的雙液滴預冷結束時間分別為224 s、174 s和149 s。
圖7 d=2.5 mm工況條件下的液艙起始溫度T0對預冷結束時間的影響
運用在不同C條件下的雙液滴蒸發模型,建立一個液艙縮尺新模型對預冷過程進行模擬預測,并與單液滴進行對比,得到如下結果:
(1)液艙噴霧預冷時的T在起始階段下降得較快,隨著時間的增加,T的下降速度逐漸變緩,而雙液滴的C越大,液艙預冷結束時間越小。
(2)雙液滴液艙預冷結束時間與d呈反比關系,與T0呈正比關系。
(3)該新模型以雙液滴為基礎進行數值模擬研究應用,較常規單液滴模型更進一步接近實際工程應用,具有較高的準確性,從而降低在液艙預冷過程中存在的潛在安全風險,但對于多液滴之間的相互作用方面有待進一步完善。