雙混合制冷劑液化工藝應用于海上FLNG的適應性模擬分析*

孫崇正 陳 杰 李玉星 曾偉平 朱建魯 潘紅宇

(1.中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院 山東青島 266580；2.山東省油氣儲運安全重點實驗室 山東青島 266580； 3.中海石油氣電集團有限責任公司技術研發中心 北京 100028)

雙混合制冷劑液化工藝應用于海上FLNG的適應性模擬分析*

孫崇正1,2陳 杰3李玉星1,2曾偉平3朱建魯1,2潘紅宇1,2

(1.中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院 山東青島 266580；2.山東省油氣儲運安全重點實驗室 山東青島 266580； 3.中海石油氣電集團有限責任公司技術研發中心 北京 100028)

雙混合制冷劑液化工藝(DMR)在海上FLNG應用時受到波浪晃蕩的影響，分離器會出現分離不完全和換熱器會存在換熱不充分的現象，從而影響液化工藝的性能指標。通過建立DMR靜態仿真模型，對分離器氣相中重組分含量進行了敏感性分析，結果表明分離器氣相中重組分含量的增加會降低DMR液化能力；在靜態仿真模型的基礎上，建立DMR動態仿真模型，針對我國近海海況進行了晃蕩條件下分離器和換熱器擾動敏感性分析，結果表明，分離器和換熱器在晃蕩條件下均會使DMR液化能力有所下降，但下降程度不足2%，說明DMR具有較好的海上適應性。本文研究成果可以為FLNG液化工藝、設備等方面提供理論基礎，具有較強的理論和工程意義。

雙混合制冷劑液化工藝；FLNG；晃蕩；分離器；換熱器；仿真模型模擬；敏感性分析

20世紀60年代末,混合冷劑制冷循環是由階式制冷循環演變而來。混合冷劑制冷流程利用冷劑各組分的沸點不同，在流程中逐步冷凝，使整體流程溫度連續變化，達到天然氣液化所需溫度[1]。Shell提出的雙混合制冷劑液化工藝(Dual mixed refrigerant liquefaction process,DMR)包括深冷循環和預冷循環，其中深冷循環制冷劑為甲烷、乙烷、丙烷、丁烷和氮氣的混合物，預冷循環制冷劑為乙烷和丙烷的混合物[2]。DMR具有比功耗低、液化規模較大等優點，目前已逐漸成為大型LNG液化工藝的主流。

隨著海上氣田的開發，FLNG所具有的生產、儲存和裝卸等功能以及投資低、建設周期短等優點使其成為海上LNG開發的首選設備。然而，DMR在FLNG應用時，受波浪晃蕩的影響，分離器、換熱器等設備可能存在分離不完全或者換熱不充分的現象，從而影響DMR的性能指標。目前國內外許多學者對FLNG設備海上適應性進行了研究，祁江濤 等[3]對液艙晃蕩進行了軟件數值模擬；朱小龍 等[4]對三維的FLNG儲艙晃蕩情況進行了數值仿真模擬；李焱 等[5-6]運用CFD方法模擬研究了板翅式換熱器的入口結構對單通道內氣液流場分布的影響，通過建立多孔介質模型，將導流結構簡化并以流體動力學為理論基礎，結合軟件Fluent進行數值模擬，分別對換熱器傳統入口分配方式和新型入口分配方式進行數值模擬；劉士海 等[7]以勢流理論的勢流體單元為理論基礎，建立了任意三維剛性貯液容器內液相晃蕩固有頻率都適用的有限元模型；劉新立 等[8]采用實驗分析法和數值模擬分析法對船載液體晃蕩載荷特性進行了研究；郭濤 等[9]在考慮流體表面張力作用及黏性作用下，采用分離求解器建立了內嵌晃蕩減振器的彈性懸臂梁模型；Kim 等[10]研究了液體容器中的晃蕩流動，利用有限差分法進行了二維和三維的數值模擬；朱建魯 等[11-14]通過水和空氣兩相介質分配實驗裝置，分別進行了板翅式換熱器封頭結構傾斜和水平狀態的單相以及氣液兩相實驗，得到了不同傾斜狀態下封頭工質的分配特性，從而為換熱器的優化提供了依據；Kaneko等[15]進行了重力式分離器實驗，研究臥式分離器在晃蕩條件下的液面波動情況；Akyildiz等[16]測量了晃動條件下的矩形容器的壁面壓力。可以看出，上述相關研究多數為晃蕩對換熱器、儲罐等單體設備的影響，但沒有研究對于整體液化工藝的影響，進而不能評價液化工藝的海上FLNG的適應性。

鑒于此，本文對于易受船舶晃蕩影響的冷劑分離和換熱2個方面進行HYSYS靜態與動態模擬分析。首先，通過建立DMR靜態仿真模型，對分離器氣相中重組分含量進行敏感性分析；然后，在靜態仿真模型的基礎上，建立DMR動態仿真模型，進行分離器和換熱器晃蕩擾動敏感性分析。本文研究結果可以為FLNG液化工藝、設備等方面提供理論基礎，具有較強的理論和工程意義。

1 DMR靜態仿真模型建立及物流組分含量對DMR液化能力的影響分析

1.1 DMR靜態仿真模型建立

利用流體相平衡、化學式逸度平衡以及傳熱學等理論模型，建立LNG雙混合冷劑液化靜態模型。DMR靜態仿真模型如圖1所示，共分為3個循環：

原料氣循環、預冷循環和深冷循環。經過壓縮機壓縮后的預冷冷劑經換熱器冷卻后形成氣液兩相，分別進入板翅換熱器冷卻，經節流閥節流降壓后返流冷卻原料氣和深冷冷劑；兩級壓縮后的深冷制冷劑進入預冷換熱器冷卻后形成氣液兩相，在深冷換熱器中分別被冷卻，經節流閥降壓降溫后返流冷卻原料氣和溫度較高的深冷冷劑；原料氣進入預冷換熱器和深冷換熱器經降溫、液化和過冷后形成LNG，經節流閥降壓進入空溫式汽化器后汽化為天然氣，天然氣經壓縮機壓縮后進入冷箱換熱，實現原料氣的循環利用。

1.2 物流組分含量對DMR液化能力的影響分析

對氣相中組分含量變化對節流后溫度變化進行敏感性分析。物流由甲烷和正戊烷組成，節流前溫度定為-30 ℃。圖2給出了在節流壓降不變的情況下節流后溫度隨著物流組成(減少甲烷含量)的變化曲線，可以看出，隨著甲烷(輕組分)含量降低，正戊烷(重組分)含量增加，節流后溫度不斷上升，節流降溫效果不斷惡化。

圖2 節流后溫度隨輕組分含量的變化曲線Fig.2 The curve of temperature after throttling changing with the light component content

為了更直觀地驗證分離器氣相中重組分含量對DMR液化能力的影響，在圖1流程工藝基礎上，保持預冷冷劑、深冷冷劑流量以及原料氣節流后溫度不變，在預冷循環壓縮機出口緩沖罐液相出口處分離一股液相流體進入氣相出口并與氣相混合，通過改變分離器中氣相出口處含液量，得到原料氣流量隨氣相出口處含液量的變化曲線(圖3)。可以看出，針對分離器隨晃蕩加劇情況，改變氣相出口處含液量(從0增加到9%)，原料氣流量從10 Nm3/h降至7.1 Nm3/h,可見分離器氣相中重組分含量增加會降低DMR液化能力。

圖3 原料氣流量隨氣相出口含液量的變化曲線Fig.3 The curve of feed gas flow changing with the light component content

2 DMR動態仿真模型建立及分離器和換熱器晃蕩擾動敏感性分析

2.1 DMR動態仿真模型建立

運用集中參數法建立一維動態模型，即空間上假設流體物性參數相等，在分析中只考慮時間梯度。相較于靜態模型，對板翅式換熱器進行簡化，將一個板翅式換熱器拆成多個普通管殼式換熱器，形成的DMR動態仿真模型如圖4所示。

2.2 分離器晃蕩擾動敏感性分析

晃蕩對分離器的影響主要體現在隨著晃蕩的加劇，氣液界面不斷波動，液體可能進入分離器的氣相管路，使得氣相管路中出現氣液兩相，在節流降溫等方面產生不利影響。我國南海一年一遇的海況參數為橫搖6.1°、縱搖2.5°、垂蕩6.1 m，惡劣海況下海上的開采作業會停止，浮式平臺晃動的固有周期為橫搖24.474 s、縱搖10.796 s、垂蕩11.318 s。本文以此工況為基礎進行分離器晃蕩對DMR液化能力敏感性分析。

2.2.1 原料氣流量敏感性分析

本文以立式分離器氣相出口為研究對象，將立式分離器作為暗箱，通過改變分離器氣相出口流體的含液量模擬海況影響，通過改變節流閥的開度調節流量。節流閥開度變化由式(1)給出，即

f=50-0.001t

(1)

式(1)中：f為閥門開度；t為時間。

原料氣流量與閥門開度隨時間的變化曲線如圖5所示，氣相出口含液量與原料氣流量隨時間的變化曲線如圖6所示，可以看出，隨著閥門開度降低，氣相出口含液量逐漸降低，原料氣流量不斷提高，液化能力不斷上升。為了模擬真實船舶海上晃動情況，閥門開度按照簡諧函數變化，簡諧函數由式(2)給出，即

圖4 DMR動態模型Fig.4 The dynamic model of DMR liquefaction process

圖5 靜止條件下原料氣流量與閥門開度隨時間的變化曲線Fig.5 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under static condition

圖6 靜止條件下氣相出口含液量與原料氣流量隨時間的變化曲線Fig.6 The curve of feed gas flow and liquid holdup changing with time under static condition

y=Asin(ωt)

(2)

周期性地調節閥門開度，近似模擬橫搖角度為6.1°情況下實際海上晃蕩工況。該晃蕩工況下閥門開度函數由式(3)給出，即

(3)

原料氣流量隨時間的變化曲線如圖7所示，可以看出，晃蕩開始時原料氣流量為10.0 Nm3/h，6 000 s后原料氣流量降為9.96 Nm3/h且維持穩定，原料氣流量降低0.4%,晃蕩條件下DMR液化能力有所下降，這是因為晃蕩造成分離器氣相出口處重組分含量增加，氣相出口節流降溫效果不明顯，冷劑總冷量降低，DMR液化能力降低，但降低程度較小，說明DMR具有較好的海上適應性。

原料氣流量與閥門開度隨時間的變化曲線如圖8所示，可以看出，原料氣流量變化較閥門開度變化滯后約6 s。這是因為一股低溫流體和一股高溫流體不可能在接觸的一瞬間就立刻換熱，冷熱流體溫度瞬間變化即出現滯后現象。

圖8 晃蕩條件下原料氣流量與閥門開度隨時間的變化曲線,Fig.8 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under sloshing condition

2.2.2 原料氣溫度敏感性分析

原料氣預冷和深冷一、二級循環出口溫度隨時間的變化曲線如圖9所示，原料氣深冷二級出口溫度穩定為-153 ℃。0 s時，原料氣預冷一級出口溫度為-3.9 ℃，原料氣預冷二級出口溫度為-29.4 ℃，原料氣深冷一級出口溫度為-115.47 ℃。7 000 s時，原料氣預冷一級出口溫度為-5.6 ℃，原料氣預冷二級出口溫度為-30.7 ℃，原料氣深冷一級出口溫度為-115.27 ℃。擾動開始時，預冷氣相雖然節流溫度降低，但是由于冷劑總流量增加，所以制冷效果增強，原料氣預冷一級出口溫度降低。然而，預冷液相流量降低并且由于晃蕩影響預冷冷劑總冷量降低，因此原料氣預冷二級出口溫度升高。由于工藝中設置了串級控制，保障原料氣節流降溫后達到-160 ℃以下，因此原料氣深冷二級出口溫度穩定，并且造成原料氣流量降低，預冷冷劑冷量過剩，原料氣預冷一級、二級出口溫度同時降低；此外，預冷冷劑冷量過剩造成深冷冷劑在預冷循環中吸收冷量增加，深冷循環中分離器溫度下降，氣相流量降低，因此原料氣深冷一級出口溫度升高。

圖9 原料氣預冷和深冷一、二級循環出口溫度隨時間的變化曲線Fig.9 The curve of procoding first-stage and second-stage feed gas temperature changing with time

2.3 換熱器晃蕩擾動敏感性分析

波動的海面會引起船體晃蕩傾斜,嚴重影響換熱器流道中流體的分布，進而降低換熱器的換熱效率。李焱 等[5-6]對換熱器分別在3°、6°、9°傾斜條件下進行模擬得到對應換熱器流道流量變化率分別為±4%、±7.5%、±12.5%。本文以此為基礎，進行換熱器在3°、6°、9°晃蕩條件下對DMR液化能力的敏感性分析。按照前期動態模擬簡化思路，將換熱器分成多個管殼式換熱器，通過改變管殼式換熱器流量模擬晃蕩條件下換熱器各流道流量的變化情況。

2.3.1 傾斜角為3°、6°、9°晃蕩工況下原料氣流量敏感性分析

將原料氣均分成兩股物流，與冷劑換熱，通過周期性控制閥門開度不斷變換管殼式換熱器原料氣入口流量，從而模擬換熱器在晃動條件下的流量分布情況。

1) 傾斜角為3°晃蕩工況。在傾斜角3°晃蕩工況下，換熱器兩側流道流量變化率為4%[5-6]。由DMR動態仿真模型模擬可知，當閥門開度分別設為43%、57%時，流量變化率為4%，即傾斜角為3°的晃蕩工況。該晃蕩工況下閥門開度函數由式(4)給出，即

(4)

傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣流量和閥門開度隨時間的變化曲線如圖10所示，可以看出，隨著閥門開度周期性變化，原料氣流量也周期性變化，原料氣流量最高為9.99 Nm3/h，最低為9.96 Nm3/h。流量變化周期為閥門變化周期的一半時，原料氣流量變化較閥門開度變化滯后3 s。

圖10 傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣流量和閥門開度隨時間的變化曲線Fig.10 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under 3° sloshing conditions

晃蕩還未開始時，原料氣與預冷冷劑均勻換熱，換熱能力較高。隨著晃蕩開始并加劇，原料氣在換熱器內出現偏流，流量較高的原料氣所受冷量不足，出液溫度升高，而另一股原料氣所受冷量過剩，出液溫度降低，說明冷箱中冷量未得到充分利用，DMR系統液化能力降低。

2) 傾斜角為6°晃蕩工況。在傾斜角6°晃蕩工況下，換熱器兩側流道流量變化率為7.5%[5-6]。由DMR動態仿真模型模擬可知，閥門開度設為35%、65%，流量變化率為7.5%，即傾斜角為6°的晃蕩工況。該晃蕩工況下閥門開度函數由式(5)給出，即

(5)

傾斜角為6°晃蕩條件下原料氣流量和閥門開度隨時間的變化曲線如圖11所示，可以看出，該晃蕩條件下原料氣流量隨時間的變化較傾斜角為3°的晃蕩條件更為劇烈，流量最低降至9.90 Nm3/h，液化能力降低了1%，原料氣流量變化較閥門變化滯后3 s。

3) 傾斜角為9°晃蕩工況。在傾斜角為9°的晃蕩工況下，換熱器兩側流道流量變化率為12.5%[5-6]。由DMR動態仿真模型模擬可知，閥門開度設為29%、71%，流量變化率為12.5%，即傾斜角為9°的晃蕩工況。該晃蕩工況下閥門開度函數由式(6)給出，即

圖11 傾斜角為6°晃蕩條件下原料氣流量和閥門開度隨時間的變化曲線Fig.11 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under 6° sloshing conditions

(6)

傾斜角為9°晃蕩條件下原料氣流量和閥門開度隨時間的變化曲線如圖12所示，可以看出，該晃蕩條件下原料氣流量隨時間的變化均較傾斜角為3°和6°的晃蕩條件更為劇烈，流量最低降至9.80 Nm3/h，液化能力降低了2%。

綜上所述，換熱器在晃蕩角度分別為3°、6°、9°，晃蕩周期為24.474 s的工況下，原料氣流量最低分別降至9.96、9.90、9.80 Nm3/h，流量分別降低了0.375%、1%、2%。因此，換熱器在晃蕩條件下，DMR液化能力有所下降，但下降程度較小(不足2%)，說明DMR具有較好的海上適應性。

圖12 傾斜角為9°晃蕩條件下原料氣流量和閥門開度隨時間的變化曲線Fig.12 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under 9° sloshing conditions

2.3.2 傾斜角為3°的晃蕩工況下時原料氣溫度敏感性分析

傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣預冷一級出口溫度和閥門開度隨時間的變化曲線如圖13所示，可以看出，該晃蕩條件下原料氣在預冷一級出口處溫度變化曲線并不是平滑曲線，近似于簡諧曲線，溫度在波峰、波谷以及波中都將持續一段時間，隨后驟增或驟降，說明溫度因素具有較大的滯后性。

傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣在預冷二級出口溫度和閥門開度隨時間的變化曲線如圖14所示，可以看出，該晃蕩條件下原料氣在預冷二級出口處溫度較上一節點降低52℃，波峰與波谷相對值不斷減少，說明換熱器中各流道流量分配不均造成DMR液化能力下降。

圖13 傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣預冷一級出口溫度和閥門開度隨時間的變化曲線Fig.13 The curve of precooling first-stage feed gas temperature and valve opening changing with time

圖14 傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣預冷二級出口溫度和閥門開度隨時間的變化曲線Fig.14 The curve of precooling second-stage feed gas temperature and valve opening changing with time

傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣深冷一級出口溫度和閥門開度隨時間的變化曲線如圖15所示，可以看出，晃蕩條件下原料氣在深冷一級出口處溫度較上一節點下降78 ℃，溫度變化曲線與圖13、14相似，都非平滑簡諧曲線，溫度變化滯后嚴重。

圖15 傾斜角為3°晃蕩條件下原料氣深冷一級出口溫度和閥門開度隨時間變化曲線Fig.15 The curve of cryogenic first-stage feed gas temperature and valve opening changing with time

3 結論

1) 通過建立DMR靜態仿真模型，對分離器氣相中重組分含量進行了敏感性分析，結果表明分離器氣相中重組分含量的增加會使DMR液化能力降低；

2) 在靜態仿真模型的基礎上，建立DMR動態仿真模型，針對我國近海海況進行了晃蕩條件下分離器和換熱器擾動敏感性分析，結果表明分離器與換熱器在晃蕩條件下均會使DMR液化能力有所下降，但下降程度不足2%，說明DMR具有較好的海上適應性。

[1] 趙敏，厲彥忠.丙烷預冷混合制冷劑液化流程中原料氣與制冷劑匹配研究[J].西安交通大學學報，2010，44(2):108-112.ZHAO Min,LI Yanzhong.Analysis for selecting mixed refrigerant composition based on raw natural gas in propane pre-cooled mixed refrigerant liquefaction process[J].Journal of Xi’an Jiaotong University,2010，44(2):108-112.

[2] 佚名.LNG國內外現狀新[EB/oL].http:∥www.docin.com/p-320919587.html,2013-02-18.

[3] 祁江濤,顧民,吳乘勝.液艙晃蕩的數值模擬[J].船舶力學,2008,12(4):574-581.QI Jiangtao,GU Min,WU Chengsheng.Numerical simulation of sloshing in liquid tank[J].Journal of Ship Mechanics,2008,12(4):574-581.

[4] 朱小龍,阮詩倫,陳世文.三維薄膜型FLNG儲艙晃蕩載荷的數值仿真[J].計算機輔助工程,2014,23(5):44-48.ZHU Xiaolong,RUAN Shilun,CHEN Shiwen.Numerical simulation on sloshing load in 3D membrane floating liquefied natural gas tank[J].Computer Aided Engineering,2014,23(5):44-48.

[5] 李焱,李玉星,胡其會,等.板翅式換熱器不同入口方式的氣液分配抗傾斜性能對比[J].科學技術與工程,2015,15(5):100-107.LI Yan,LI Yuxing,HU Qihui,et al.Comparison of tilt resistances and distribution in entrances of plate-fin heat exchangers under tilt angles[J].Science Technology and Engineering,2015,15(5):100-107.

[6] 李焱,李玉星,胡其會,等.一種新型板翅式換熱器氣液分配器分配特性的敏感性分析[J].化工學報,2013,64(6):2007-2014.LI Yan,LI Yuxing,HU Qihui,et al.Sensitivity analysis for performance of a new gas-liquid distributor used in plate fin heat exchangers[J].CIESC Journal,2013,64(6):2007-2014.

[7] 劉士海,岑康,伍紹國.油氣水分離器內液相的晃蕩固有頻率研究[J].石油礦場機械,2014,43(9):13-17.LIU Shihai,CEN Kang,WU Shaoguo.Study on natural frequencies of liquid sloshing in FPU three-phase separator[J].Oil Field Equipment,2014,43(9):13-17.

[8] 劉新立,嚴仁軍,史政,等.基于MSC.Dytran的液艙晃蕩分析[J].船海工程,2010,39(2):44-47.LIU Xinli,YAN Renjun,SHI Zheng,et al.Liquid sloshing analysis of the tank based on MSC.Dytran[J].Ship and Ocean Engineering,2010,39(2):44-47.

[9] 郭濤,李國君.內嵌晃蕩液體減振的流固耦合分析[J].西安交通大學學報,2014,48(9):117-122.GUO Tao,LI Guojun.Fluid-structure interaction analysis for vibration suppression of interior sloshing liquid[J].Journal of Xi'an Jiaotong University,2014,48(9):117-122.

[10] KIM Y.Numerical simulation of sloshing flows with impact load[J].Applied Ocean Research,2001,23(1): 53-62.

[11] 朱建魯,季鵬,李玉星,等.傾斜狀態下板翅式換熱器封頭工質分配特性的實驗研究[J].制冷學報,2014,35(4):25-33.ZHU Jianlu,JI Peng,LI Yuxing,et al.Experimental investigation on flow distribution in the header of plate-fin heat exchanger in tilt state[J].Journal of Refrigeration,2014,35(4):25-33.

[12] 朱建魯,李玉星,王武昌,等.海上天然氣液化工藝流程優選[J].天然氣工業,2012,32(3):98-104.ZHU Jianlu,LI Yuxing,WANG Wuchang,et al.Optimization of the FLNG process[J].Natural Gas Industry,2012,32(3):98-104.

[13] 朱建魯,李玉星,王武昌,等.LNG接收終端工藝流程動態仿真[J].化工學報,2013,64(3):1000-1007.ZHU Jianlu,LI Yuxing,WANG Wuchang,et al.Dynamic simulation of LNG import terminal process[J].CIESC Journal,2013,64(3):1000-1007.

[14] 朱建魯,李玉星,王武昌,等.晃蕩條件下氮膨脹液化過程冷箱運行可靠性[J].化工學報,2013,64(4):1183-1190.ZHU Jianlu,LI Yuxing,WANG Wuchang,et al.Reliability experiments in a cold box with nitrogen expansion liquefaction process running under sloshing conditions[J].CIESC Journal,2013,64(4):1183-1190.

[15] KANEKO S,SUZUKI H.The effect of punching plates to suppress the sloshing in a gas liquid separator[C]∥ASME 2013 Pressure Vessels and Piping Conference.American Society of Mechanical Engineers,2013:V004T04A057.

[16] AKYILDIZ H,üNAL E.Experimental investigation of pressure distribution on a rectangular tank due to the liquid sloshing[J].Ocean Engineering,2005,32(11/12):1503-1516.

(編輯：葉秋敏)

Simulation analysis of the applicability of DMR liquefaction process in offshore FLNG

SUN Chongzheng1,2CHEN Jie3LI Yuxing1,2ZENG Weiping3ZHU Jianlu1,2PAN Hongyu1,2

(1.CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao,Shandong266580,China; 2.ProvincialKeyLaboratoryofOilandGasStorageandTransportationSecurity,Qingdao,Shandong266580,China; 3.R&DCenter,CNOOCGas&PowerGroup,Beijing100028,China)

Dual mixed refrigerant (DMR) liquefaction process would be influenced by the sloshing waves if applied on FLNG on the sea.Mixed refrigerants would not be separated completely with the separator and heat exchange would not be sufficient with the feed gas, which accordingly affects the performance of the liquefaction process.A DMR static simulation model is developed to analyze the sensitivity of the heavy components in the gas-phase outlet of the separator.Simulation results show that the increase in the heavy component content in the gas-phase outlet of the separator would decrease the DMR liquefaction capacity.On the basis of the static model, a DMR liquefaction dynamic simulation model is also developed and used to study the effects of the separator and heat exchanger under sloshing conditions.The results show that the DMR liquefaction capacity decreases slightly (less than 2%) when the separator and/or the heat exchanger are used under sloshing conditions, which indicates the DMR liquefaction process is applicable in offshore FLNG liquefaction plants.This study could provide the theoretical basis for FLNG liquefaction processes, and has significance in both theory and engineering.

DMR liquefaction process; FLNG; sloshing; separator; heat exchanger; simulation model; sensitivity analysis

*工業和信息化部課題“浮式液化天然氣生產儲卸裝置(LNG-FPSO)總體設計關鍵技術研究”、山東省優秀中青年科學家科研獎勵基金“繞管式換熱器在海上天然氣液化裝置中換熱性能及工藝影響研究(編號：BS2014ZZ009)”部分研究成果。

孫崇正，男，中國石油大學(華東)在讀博士生，主要從事液化天然氣工藝及關鍵設備研究。地址：山東省青島市黃島區長江西路66號中國石油大學(華東)工科實驗樓D-401室(郵編：266580)。E-mail：zgsydxscz@163.com。

朱建魯，男，講師，主要從事液化天然氣工藝及關鍵設備研究。地址：山東省青島市黃島區長江西路66號中國石油大學(華東)工科實驗樓D-301室(郵編：266580)。E-mail：aaabccc@163.com。

1673-1506(2017)01-0142-08

10.11935/j.issn.1673-1506.2017.01.021

孫崇正,陳杰,李玉星，等.雙混合制冷劑液化工藝應用于海上FLNG的適應性模擬分析[J].中國海上油氣，2017,29(1)：142-149.

SUN Chongzheng,CHEN Jie,LI Yuxing,et al.Simulation analysis of the applicability of DMR liquefaction process in offshore FLNG[J].China Offshore Oil and Gas,2017,29(1):142-149.

TE646

A

2016-04-26 改回日期：2016-10-08