煙氣沖擊旋水子型LNG氣化器設計與實驗研究

何法江，曹偉武，嚴 平

（1.上海理工大學能源與動力工程學院，上海 200093；2.上海工程技術大學機械工程學院，上海 201620）

工程上，氣田生產的天然氣凈化處理后，625m3的天然氣經過加壓、低溫（－162℃）液化后成為1m3的液化天然氣（LNG）［1］.液化后的天然氣體積大大減小，將LNG存貯在低溫儲罐內，通過LNG儲罐式集裝箱船海運等方式運輸到接收終端.使用時，再將LNG重新加熱氣化為一定工藝參數的天然氣，通過管道輸配給用戶使用［2］.

LNG的吸熱氣化是天然氣接收終端一個十分重要的環節，目前應用的LNG氣化器有：開架式氣化器、沉浸式氣化器、中間介質型氣化器、空溫式氣化器和水浴式氣化器等［3］，這些氣化器各有特點，但也存在結冰、氣化效率低等問題，因此對氣化器的研究開發始終不斷.

日本Osaka Gas and Kobel Steel開發了一種基于開架式的高性能氣化裝置［4－5］.換熱管由內外兩層組成，LNG先流入內管，然后流入內外管之間夾層，這樣內外管夾層中的LNG先被管外的海水加熱，然后加熱內管內的LNG，由于LNG被逐漸加熱，因此可以有效消除結冰現象，提高LNG氣化效率.陳永東等［6］分析比較了國內開架式氣化器、中間介質型氣化器的應用現狀后，提出應加強對LNG氣化器及換熱器的傳熱基礎研究，以及LNG氣化器的設計制造等關鍵技術研究.畢明樹等［7］建立了LNG氣化器內流動與傳熱過程的數學模型，模擬了流體的湍流流動、多相流動、射流氣體與水浴的相間耦合、LNG氣化過程等，對沉浸式氣化器進行了數值模擬，獲得了管程LNG氣化過程中氣、液相分布和流動情況，討論了換熱管傾斜角、射流氣體雷諾數、射流噴嘴與換熱管相對位置對氣化過程的影響.

上述研究均推動了LNG氣化器的發展，但LNG氣化器在實際使用過程中，仍存在結冰、氣化速率低、受氣候影響大、有效傳熱面積減少、氣化能力下降、傳熱效果差等缺陷，因此，需要對LNG氣化器進行進一步的開發研究.

1 新穎LNG氣化器設計原理

本文創新設計了一種LNG加熱氣化器，結構見圖1.

氣化器利用燃燒產生的高溫煙氣高速沖擊局部浸于水中的旋水子，煙氣沿旋水子弧形表面切向沖擊水面，濺出并卷吸水滴和蒸汽形成含濕回旋氣流.氣流向上流經螺旋盤管時，與管內流動的LNG換熱.在此過程中，水蒸汽凝結放熱，換熱得到了強化.放熱后的煙氣流入煙道，一路通過煙囪排向大氣，另一路通過循環煙道將煙氣送回氣化器成為循環煙氣，與燃燒產生的高溫煙氣混合，以增大沖擊旋水子的煙氣量，提高噴口處的煙氣速度，加大煙氣沖擊水面的力度.此外，調節循環煙氣量能有效地控制煙氣射流的溫度，防止進入上盤管的煙氣溫度過高，超過LNG燃點溫度而產生安全問題.裝置采用燃料燃燒供熱方式來氣化LNG，克服了傳統氣化器的結冰現象.燃燒室采用內外夾套和錐形煙氣噴嘴方案，達到循環煙氣與燃燒煙氣混合的目的.氣化器傳熱面設計為上下螺旋盤管，上盤管圍繞燃燒室外筒自下而上盤旋，加熱氣化LNG；下盤管浸沒在水池中，加熱已氣化了的LNG，使其達到工藝參數.

圖1 煙氣沖擊旋水子型LNG氣化器結構Fig.1 Structure of LNG vaporizer using flue gas to impact rotor

2 實驗系統

實驗系統主要由氣化器本體、燃燒燃料供給、煙氣循環和排放、實驗工質低溫儲存與供給、加熱氣化后工質排放、水補給、實驗安全裝置、連接管道與閥門、實驗測量數據的采集與處理等系統組成.實驗裝置及連接管道的外部均包有絕熱層進行保溫，實驗系統如圖2（見下頁）所示.

實驗在上海工程技術大學能源與環境工程實驗室進行，為了研究和監測該LNG氣化器的熱效率、傳熱性能、排煙溫度、煙氣濕度及循環煙氣量和旋水子水面高度等參數對煙氣沖擊旋水子的流動和傳熱的影響，設計安裝了一套實驗測量系統.實驗主要測量參數有高溫煙氣錐形噴嘴出口溫度、排煙溫度、濕度和流量、循環煙氣溫度和流量、上盤管外煙氣溫度、實驗工質流量、進出口壓力和溫度、上下盤管連接管內實驗工質的壓力和溫度、水池水溫等.

圖2 LNG氣化器實驗系統Fig.2 Experimental system of LNG vaporizer

氣化器燃燒燃料來自城市管道天然氣，燃燒器采用RIELLO 40GS20燃燒器；高溫煙氣錐形噴嘴出口溫度采用熱電偶測量；煙氣流經上盤管外的溫度狀況采用從實驗裝置頂部按等邊三角形布置形式，在上盤管內外4根盤管之間插入3組熱電偶進行溫度測量，以獲得煙氣流經上盤管外的溫度分布狀況；排煙和循環煙氣溫度、濕度和流速測量采用德圖Testo435－1多功能測量儀進行測量，排煙和循環煙氣流量采用調風門進行調節；實驗工質的溫度和壓力采用高精度的超低溫溫度計和壓力表測量，流量采用XK3190－A9P型電子平臺秤進行計量；內外4根上盤管外壁溫采用4組，每組6個熱電偶測點，從上到下等距離焊接在管外壁進行測量；水池水溫采用從上到下焊接在旋水子支架上的熱電偶進行測量；下盤管外壁溫采用焊接在4根下盤管外壁上的4組熱電偶測量；實驗測量信號利用Agilent 34970A多通道信號數據采集器，采集轉換后輸入計算機進行記錄和處理.

為安全起見，先后采用液氮和LNG作為實驗工質.實驗用氣化器LNG流量2.0～8.5kg／min，實驗壓力1.6MPa，實驗溫度－162℃；按加熱氣化所需熱量折算，若加熱氣化液氮，其相應的實驗液氮流量5.5～16kg／min，實驗壓力1.6MPa，實驗溫度－196℃；加熱氣化用的燃料為城市管道天然氣，供氣量9Nm3／h左右.實驗工質加壓灌裝在3個低溫貯罐中，每個貯罐容積480L，為滿足實驗需要，3個貯罐并聯供應，貯罐放在電子平臺秤上，以測定實驗工質消耗量；實驗工質自貯罐流出流經上盤管，經氣化后，向下流經下盤管，被加熱到工藝參數后輸出.實驗裝置底部為水池，下盤管浸沒在水中，裝置裝有進水管，進水管上裝有進水閥控制進水量，水池的水位高度通過連通管式水位計進行測量.

3 實驗數據處理

氣化器換熱面由上下盤管組成.上盤管內為低溫工質，經過氣化和加熱后變成天然氣體，換熱包括沸騰換熱和對流換熱；管外為高溫濕煙氣，換熱包括冷凝換熱和對流換熱.由于上盤管內外均存在相變換熱和對流換熱，換熱工況較為復雜，本文采用平均換熱系數方法來描述上盤管換熱器的換熱特性.

上盤管內工質被加熱氣化的吸熱量Qfj為

式中，G為上盤管內工質質量流量，kg／s；r為上盤管內工質氣化潛熱，kJ／kg；cp為上盤管內工質質量定壓熱容，kJ／（kg·℃）；tm為上盤管內工質平均溫度，℃；ts為上盤管內工質飽和溫度，℃.

上盤管工質側平均對流吸熱量Qfi為

式中，dfi為上盤管內徑，m；lf為上盤管總長，m；αfi為上盤管內工質側平均對流換熱系數，W／（m2·℃）；tbi為上盤管內壁溫度，℃；tjp為上盤管內工質溫度，℃.

上盤管煙氣側平均對流放熱量Qfo為

式中，dfo為上盤管外徑，m；αfo為上盤管煙氣側平均對流換熱系數，W／（m2·℃）；tf為上盤管煙氣平均溫度，℃；tbo為上盤管外壁溫度，℃.

上盤管熱傳導量Qbd為

式中，λ為上盤管導熱系數，W／（m·℃）.

利用實驗數據和式（1）計算得到上盤管內工質被加熱氣化的吸熱量Qfj，代入式（2）和（3），得到上盤管工質側平均對流換熱系數αfi和煙氣側平均對流換熱系數αfo，根據傳熱學原理，可以得到基于外壁面的上盤管總傳熱系數kf為

同理，可以得到基于外壁面的下盤管總傳熱系數kw為

式中，dwi為下盤管內徑，m；dwo為下盤管外徑，m；αwi為下盤管內工質側平均對流換熱系數，W／（m2·℃）；αwo為下盤管外水側平均對流換熱系數，W／（m2·℃）.

4 實驗結果及分析

4.1 煙氣沖擊旋水子的流動和傳熱

實驗表明：錐形噴嘴出口煙氣溫度640～670℃，小于LNG的燃點溫度（680℃左右），煙氣經旋水子冷卻后，進入上盤管的煙氣溫度在300℃左右，達到了設計要求，保證了實驗裝置的安全運行.

煙氣沖擊旋水子的流動和傳熱性能在氣化器的結構和操作工況一定的情況下，主要取決于噴射煙氣量和水池水位高度.在水池水位高度一定的情況下，隨著循環煙道調節風門的開度增大，循環煙氣量增加，與燃燒后的高溫煙氣混合后的噴射煙氣速度也隨之增加，煙氣沖擊旋水子的流動狀態逐漸增強，濺起水滴，流動呈氣液兩相流狀態，煙氣含濕后進入上盤管換熱得到了強化；但當調節風門的開度超過50%后，沖擊狀態雖有少許變化，但沖擊效果增加不明顯.同樣當循環煙氣調節風門開度50%時，通過調節進水閥，調整進水流量，調節實驗裝置內的水池水位高度，當水位高度過低時，旋水子上的水幾乎全部被煙氣吹起，流動傳熱持續效果不佳；當水位高度過高時，煙氣沖擊旋水子時，旋水子圓弧切向引導的影響削弱甚至消失，煙氣吹起的水滴數量減少，甚至不能被吹起.經過多次實驗，結果表明：當循環煙氣調節風門開度50%時，水池水位在淹沒至距旋水子圓盤下邊緣以上6～8 cm處，煙氣沖擊旋水子的流動傳熱效果為最佳，流動呈現液滴飛濺，且液滴細小而均勻分布（見圖3）.

圖3 煙氣沖擊旋水子最佳流動狀態Fig.3 Optimum flow status of flue gas impacting rotor

4.2 傳熱特性

實驗得出氣化器上下盤管的總傳熱系數.當實驗工質為液氮流量在9.5～14kg／min時，上盤管總傳熱系數為58～81W／（m2·℃），下盤管總傳熱系數為181～285W／（m2·℃）；當實驗工質為LNG流量在3.0～7.0kg／min時，上盤管總傳熱系數為67～96W／（m2·℃）；下盤管總傳熱系數為102～163W／（m2·℃）.

圖4～5（見下頁）分別表示為循環煙氣開度50%，工質分別為液氮和LNG時，煙氣與上盤管換熱時總傳熱系數隨工質流量的變化.

4.3 排煙溫度

由于采用旋水子技術和煙氣循環技術，當實驗工質為液氮或LNG時，排煙溫度均較低，實驗測得排煙溫度50～60℃，說明裝置熱損失小，熱效率高.

圖4 上盤管傳熱系數與液氮流量關系Fig.4 Relationship between heat transfer coefficient and liquid nitrogen flow in upper coil

圖5 上盤管傳熱系數與LNG流量關系Fig.5 Relationship between heat transfer coefficient and LNG flow in upper coil

4.4 煙氣濕度

當實驗工質為液氮或LNG時，排煙相對濕度為3.5%～5.5%，裝置排煙濕度低是由于煙氣溫度低，煙氣中的水蒸汽釋放氣化潛熱后冷凝，重新跌入水池中參加循環.

4.5 熱效率

實驗結果表明：當實驗工質為液氮，流量為12～14kg／min時，裝置的熱效率較高，達93%；當實驗工質為LNG，流量為5.5～6.5kg／min時，裝置的熱效率較高，達96%；當實驗工質為LNG，當循環煙氣量增加，裝置的熱效率增加，當循環煙氣量增加到50%時，裝置的熱效率達到最大，繼續增加循環煙氣量，裝置的熱效率反而下降.原因是一開始隨著循環煙氣量的增加，增加了噴管處混合煙氣流量和速度，加大了沖擊效果，強化了傳熱；但循環煙氣量太多，混合煙氣的溫度也隨之降低，沖擊旋水子后，濕煙氣溫度大幅降低，造成LNG的吸熱量減少，熱效率反而降低了.

5 結 論

對創新設計開發的煙氣沖擊旋水子型LNG氣化器的換熱特性及循環煙氣量、旋水子水面高度對煙氣沖擊旋水子的影響進行了相關的理論和實驗研究，實驗得到了工質為液氮和LNG介質時，裝置上下盤管換熱器的傳熱系數；同時得到了裝置最佳運行工況參數：當循環煙氣閥門開度50%，液面高度在旋水子圓盤下邊緣以上6～8 cm時，煙氣沖擊旋水子的效果最佳；實驗表明裝置排煙溫度僅50～60℃，裝置熱效率較高.

［1］ 顧安忠.液化天然氣技術［M］.北京：機械工業出版社，2004.

［2］ Kesten D.A clean fuel－LNG［J］.Messer－SAIC，2000，5（3）：27－28.

［3］ 廖志敏，杜曉春，陳剛.LNG的研究和應用［J］.天然氣與石油，2005，23（3）：28－31.

［4］ Naoya M.Development and practical application of a high performance open rack LNG vaporizer［R］.Osaka Gas Co Ltd，2003.

［5］ Nobuya H.Advanced design of submerged combustion vaporizer for low emission operation LNG［C］／／LNGⅢ－Environment ＆Energy，the Preliminary Program for 2006 AIChE Spring National Meeting.2006：200－211.

［6］ 陳永東，陳學東.LNG成套裝置換熱器關鍵技術分析［J］.天然氣工業，2010，30（1）：96－100.

［7］ 畢明樹，竇興華.LNG沉浸式氣化器的數值模擬［J］.天然氣工業，2009，29（1）：109－113.