摘要：对于LNG空温式气化器的单根翅片管进行模拟换热计算，计算时将翅片管分为单项液、两项以及单项气3区，得出了管外壁温度、管内流体温度以及管内流体表面传热系数沿管长的分布。
关键词：液化天然气；空温式气化器；换热计算；三区模型
Abstract：The heat transfer calculation of a single finned-tube in ambient air Vaporinzer is simulated．The sing1e finned-tube is divided into 3 areas including single-phase fluid,two phases and single-phase gas. The distributions of external wall temperature，intemal fluid temperature and the surface heat transfer coefficient of the internal fluid along the length are obtained.
Key words：LNG；ambient air vaporizer；heat transfer calculation；three—area model
1概述
随着经济的持续稳步增长，我国的能源需求量不断增大。据BP世界能源统计结果，2000-2008年我国各类一次能源的年均增长率中，天然气的增幅达到了l5％，明显高于煤炭和石油[1]。常压下将天然气冷却至
我国陆续规划和建造了多座大型LNG接收终端、LNG生产厂以及LNG卫星站，我国LNG产业进入快速发展阶段，LNG产业链日趋成熟。
对各种LNG气化器的经济以及环境对比显示，空温式气化器(ambient air vaporizers，简称AAVs)以其节能环保的优势得到了大力提倡[2]，在LNG气化
站中AAVs已经得到了广泛的应用，近年来大型的LNG接收终端也开始采用AAVs来实现LNG的气化。
目前国内外学者对AAVs的研究已经取得一定的成果。Lee[3]与Kong[4]分别通过实验与数方法研究了翅片管形式、翅片角、空气侧参数等对低温领域AAVs换热性能的影响，Hyo-Min Jeong[5]等用数值模拟方法研究了LNG空温式气化器外表面霜层厚度与翅片厚度以及翅片角之间的关系，Hyo-Min Jeong和Han-Shik Chung[6]对目前应用较广泛的8fin501e型与4fin751e型翅片管在结霜工况下换热特性进行了实验比较，国内的刘小川[7]利用FLUENT软件对换热器结霜工况下空气侧的传热传质状况进行了模拟，陈瑞球等[8]通过实验分析了风速、肋片间距以及空气湿度等因素对结霜工况翅片管空气侧换热性能的影响。另外，高华伟[9]等针对LNG空温式气化器的换热过程，将管内的气化分为单相液、单相气与两相区3段，并建立了单相段天然气的换热模型，进行了数值模拟。
由上述可以看出，以往对AAVs的研究主要集中在空气侧特性的研究，而对LNG这一特定介质的管内气化过程的换热研究较少。本文对LNG空温式气化器单根翅片管的换热进行计算，并分析管内的相变吸热特点。
2 LNG空温式气化器结构
AAVs是由翅片管按照一定的间距并联而成的，一般是单程式，实际运行中的LNG空温式气化器见图1[10]。换热管一般较长，为了增大空气侧的换热面积，在换热管的外侧加装翅片。8翅片星型翅片管见图2[10]，目前最常用的是8翅片结构，另外还有l2翅片与4翅片结构。
本文以实际运行中的某空温式气化器为例，进行单根翅片管的换热计算，计算时将翅片管分为单相液、两相以及单相气3区。气化器的工作压力为1．6 MPa，每根翅片管均为l2翅片结构，单根翅片管长度为13．
3 LNG管内气化过程分析
根据文献[11]，LNG管内气化机理为：当混合物进入气化器后，沸点低、蒸气压高的组分先气化，但由于液相断断续续和传热面接触以及液体被气泡破裂时分裂成的气沫所气化，导致各种组分都得到了气化。
LNG是由不同烃类组成的非共沸混合物，开始气化的温度(即泡点)与完全气化的温度(即露点)不同，气化过程中温度不断发生变化。LNG管内气化过程可分为过冷区、两相区和过热区。当温度低于泡点时，处于单相液体换热区；高于泡点而低于露点时，处于两相区；高于露点时，处于单相气体换热区[12]。
4翅片管换热计算
4．1 翅片管换热计算简化假设
①刚刚进入翅片管的低温LNG与气化器中原有LNG的混合是在一瞬间完成的，即翅片管中LNG的温度与各组分的组成在液体内部处处均匀。
② 由于气化器工作时间比较长，故采用稳态分区计算方法。
③认为气化器运行中，压力是恒定的[8]。
④管流采用一维近似。
⑤空气按干空气处理。
⑥管外空气侧按大空间自然对流换热处理。
4．2泡点与露点计算
要将翅片管进行分区，首先需要计算LNG在工作压力下的泡点与露点。在LNG的吸热过程中，开始产生第一个气泡时的温度称为泡点[13]，定义式为：
最后一个液滴消失时的温度称为露点[13]，定义式为：
利用式(1)～(3)编制Matlab程序，计算得到该算例下LNG的泡点为l63.7 K，露点为211.2 K。
4．3单相液(气)区换热计算
按从管内到管外的顺序，翅片管的热量传递依次为管内流体与管壁的强制对流换热、通过管壁的导热、管外空气与翅片和管壁的对流换热。
①管内流体的对流换热
管内LNG或气态天然气的对流换热可以按照内部强制对流换热的实验准则关联式进行计算。
由管内对流换热的准则关系式(8)、(9)确定出管内流体侧的表面传热系数α1：
由此可以确定出管内单位长度的对流换热量ql：
②通过管壁的导热
利用通过圆筒壁的导热公式，计算没有翅片部分管外壁的温度Tw，此温度即为翅片的根部温度。
③管外空气侧的对流换热
空气侧换热可看作大空间自然对流换热，单个翅片的换热可以看作空气与等截面直肋的换热。
首先由空气的定性温度Tm确定其物性参数，Tm计算公式为：
由于翅片管为立式安装，故此处自然对流换热计算选用竖壁准则关联式：
利用式(4)～(19)编制Matlab程序进行换热计算，计算思路为：首先假设管内壁温度Tn，利用式(4)～(10)计算出微元段管内单位长度的对流换热量q1，然后利用式(11)计算出管外壁温度Tw，再利用式(12)～(19)计算出空气侧单位长度的自然对流换热量q2。若
，说明所假设的管内壁温度Tn不正确，需重新假设计算；若
，说明假设的管内壁温度Tn正确，即可以进行下一步长的计算。
取空气温度为l
4．4两相区换热计算
由于LNG是多元组分混合物，而混合物的沸腾换热很复杂，因而是较难处理的，目前对二元混合物有一些沸腾传热系数的计算公式，但其中均含有与特定二元物质组合有关的实验系数，其流动换热关系式不能直接应用于本课题的LNG介质。因此，本文在进行两相区的换热计算时，采用简化假设。由于LNG中甲烷的摩尔分数高达90％以上，故将此区的LNG看作甲烷。将两相区分为流动沸腾区和缺液区，在流动沸腾区温度保持泡点不变，在缺液区温度由泡点升高至露点。
①流动沸腾区换热计算
常压下沸点小于120 K的流体称为低温流体，其热物性相似性判据J≥3.5(J=100 pr，pr指对比温度为0.625时的对比压力)[14]。根据此定义，甲烷属于低温流体。Klimenko的方法是目前计算低温流体流动沸腾换热最精确的关系式[15]，该方法的具体表述如下：
②缺液区换热计算
由于在两相区热流密度变化不大，所以在缺液区取与流动沸腾区相同的热流密度值和管内流体表面传热系数值。缺液区管内流体的温度计算公式为：
流动沸腾区和缺液区的管外壁温度计算与单相液(气)区计算相似。
5计算结果分析
根据以上3个区的计算结果，可得到以下结论：
①经计算得翅片管的总长度为
②管内流体表面传热系数沿翅片管的分布见图3。3区中，两相区的管内流体表面传热系数最大，接近2 200 W／(m2·K)，单相液区居中，单相气区最小。由此可见，相变的发生使得换热强化，在较小的传热温差下即可产生较大的传热热流。并且由两相区的计算得到，在本文的热流强度、工作压力及流量下，NCB始终小于l.2×104，说明甲烷始终处于核态沸腾换热区，没有出现液膜强制对流。
③管外壁温度与流体温度沿翅片管的分布见图4。流体温度在单相液区急剧升高；在两相区的核态沸腾区保持不变，到达缺液区后不断升高；在单相气区，相对于单相液区缓慢升高。
管外壁温度在单相液区急剧升高，到达两相区后有一个突降，而后保持不变，到达缺液区后逐渐升高，在单相气区也是缓慢升高。由管外壁温度沿翅片管的分布可以看出，在单相液区和两相区的核态沸腾区，即从人口至管长大约6m处，管外壁温度较低，容易发生结露或结霜现象。
6结论
本文对LNG空温式气化器单根翅片管的换热进行了模拟计算，计算时沿管长方向将翅片管分为单相液、两相与单相气3区，得出了管外壁温度、LNG(或气态天然气)温度以及管内流体表面传热系数沿管长的分布。翅片管的换热计算是进行气化器设计的关键，通过进行换热过程的模拟计算，可以确定设备是否能达到预定的气化能力，并且可以分析LNG的组成变化或环境条件改变对换热器气化效果的影响。本文的计算结果可以为LNG空温式气化器的设计与优化提供依据。
参考文献：
[1] 付国忠，陈超．我国天然气供需现状及煤制天然气工艺技术和经济性分析[J]．中外能源，2010，15(6)：28-34．
[2] 陈雪．LNG接收终端工艺对比及选择[J]．石油规划设计，2008，19(2)：44-47．
[3] LEE K S，KIM W S．The effects of design and operating factors on the frost growth and thermal performance of a flat plate fin-tube heat exchanger under the frosting condition『J]．KSME International Journal，1999，13(12)：973-981．
[4] KONG T W．LEE S C，LEE Y H，et al．A study on the air vaporizer for liquefied natural gas with super low temperature[C]／／Proceedings of the 3rd Asian Conference on Refrigeration and Air-conditioning. Gyeongju (South Korea)：[s.n.]，2006．
[5] JEONG H．CHUNG H．Optimum design of vaporizer fin with liquefied natural gas by numerical analysis[J].KSME International Journal，2006，20(4)：545-553．
[6] JEONG H，CHUNG H．Experimental study on the characteristics of longitudinal fin air-heating vaporizers in different seasons[J]．Journal of Mechanical Science and Technology，2008，22(5)：981-990．
[7] 刘小川．结霜工况下翅片管换热器传热传质的数值模拟(硕士学位论文)[D]．上海：上海交通大学，2007：9-68．
[8] 陈瑞球，周广．霜形成对翅片管换热器空气侧表面传热系数影响的实验研究[J]．制冷技术，2010，38(4)：54-56．
[9] 高华伟，段常贵，解东来，等．LNG空温式气化器气化过程的数值分析[J]．煤气与热力，2008，28(2)：Bl9-B22
[10] GAVELLI F．Computational fluid dynamics simulation of fog clouds due to ambient air vaporizers[J]．Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2010，23(6)：773-，780．
[11] 姜正侯．燃气工程技术手册[M]．上海：同济大学出版社，1993：230-254．
[12] 田贯三，朱斌．LPG气化压力与温度用CSD方程的分析[J]．煤气与热力，2000，20(6)：448-450.
[13] 寇虎，严铭卿，廉乐明，等．液化石油气泡点的直接计算及其应用[J]．煤气与热力，2001，21(5)：443-445．
[14] KLIMNEKO V V．Heat transfer intensity at forced flow boiling of cryogenic liquids[J]．Cryogenic，1982，22 (6)：569-576．
[15] KIIMNEKO V V．Generalized correlation for two-phase forced flow heat transfer-second assessment[J]． International Journal of Heat and Mass Transfer，1990，33 (10)：2073-2088．
本文作者：杨聪聪 焦文玲 杨 光 赵元伟 马 建
作者单位：大庆高新区规划建筑设计院 哈尔滨工业大学市政环境工程学院 深圳市燃气集团股份有限公司 大庆油田有限责任公司
