FLNG繞管式換熱器晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)分析

朱建魯，常學(xué)煜，韓輝，李玉星，孫崇正，董龍飛，楊潔，陳杰，曾偉平

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FLNG繞管式換熱器晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)分析

朱建魯1，常學(xué)煜2，韓輝1，李玉星1，孫崇正1，董龍飛1，楊潔1，陳杰3，曾偉平3

（1中國(guó)石油大學(xué)（華東）/山東省油氣儲(chǔ)運(yùn)安全省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島266580；2中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所，北京100190；3中海石油氣電集團(tuán)有限責(zé)任公司技術(shù)研發(fā)中心，北京100028）

浮式液化天然氣生產(chǎn)儲(chǔ)卸裝置（FLNG，又稱LNG-FPSO）是一種用于海上天然氣田開發(fā)的浮式生產(chǎn)裝置。由于FLNG裝置海上作業(yè)的特殊環(huán)境，F(xiàn)LNG液化工藝不僅要實(shí)現(xiàn)最基本的天然氣液化功能，還需考慮海上惡劣的環(huán)境條件對(duì)FLNG液化工藝的影響。海洋中海浪的波動(dòng)對(duì)液化系統(tǒng)中的關(guān)鍵設(shè)備——換熱器影響較大。為了研究繞管式換熱器在海上晃蕩條件下的性能，通過建立雙混合制冷劑液化工藝小試實(shí)驗(yàn)裝置，進(jìn)行繞管式換熱器實(shí)驗(yàn)裝置的晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明實(shí)驗(yàn)裝置晃動(dòng)時(shí)，節(jié)流閥節(jié)流前壓力降低，節(jié)流后壓力升高，節(jié)流閥的節(jié)流效果變差，繞管式換熱器換熱效果變差。換熱器的換熱效果受到晃動(dòng)的方向和FLNG中設(shè)備安裝方向的耦合影響，傾斜工況下?lián)Q熱器換熱效果受影響最大，受橫搖影響較縱搖影響大。

實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證；晃蕩；繞管式換熱器；LNG-FPSO；天然氣；液化；氣液兩相流

引 言

液化天然氣是一種新型能源。天然氣在液化后體積減小，同時(shí)在液化過程中，可以去除雜質(zhì)，使之成為一種清潔、高效的能源[1-2]。FLNG(又稱LNG-FPSO)是集海上天然氣的開采、液化、儲(chǔ)存和裝卸為一體的浮式生產(chǎn)裝置。FLNG的核心技術(shù)是天然氣液化工藝，在很大程度上影響著裝置安全性和運(yùn)行穩(wěn)定性[3]。海洋環(huán)境的特殊性對(duì)液化系統(tǒng)提出了更高的要求[4-5]。換熱器作為液化系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備對(duì)系統(tǒng)液化性能影響巨大。作為傳統(tǒng)的換熱器，板翅式換熱器的研究已經(jīng)比較成熟，其結(jié)構(gòu)緊湊，傳熱性能高，但是液化能力較小，流動(dòng)阻力較大[6]。繞管式換熱器用于大型混合制冷劑流程的液化系統(tǒng)，與板翅式換熱器相比具有其獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn)[7-8]。首先是其傳熱面積大，處理量大，適用于大型LNG生產(chǎn)線；管路和控制系統(tǒng)相對(duì)簡(jiǎn)單，避免了多臺(tái)換熱器并聯(lián)，可以極大程度上減少安裝、操作和維護(hù)的費(fèi)用與時(shí)間；結(jié)構(gòu)緊湊，占用空間小。FPSO甲板空間有限，要求裝置設(shè)備少且布置緊湊，繞管式換熱器非常適合應(yīng)用于FPSO[9-10]。

Frankiewicz等[11-12]對(duì)FLNG液艙晃蕩荷載特性進(jìn)行數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)，得到了晃蕩工況下的液艙荷載分布規(guī)律。顧妍等[13-14]對(duì)晃蕩和LNG輸送系統(tǒng)之間的關(guān)系進(jìn)行研究，得到不同晃動(dòng)形式下管內(nèi)液體流速對(duì)液體壓力波動(dòng)的影響。Cullinane等[15]通過調(diào)研波動(dòng)對(duì)填料塔性能影響的相關(guān)文獻(xiàn)，指出分離過程的平衡程度是影響塔效率的主要因素。作為液化流程中的主要設(shè)備，繞管式換熱器的投資占總投資的20%～30%[16-17]。國(guó)際上，美國(guó)空氣產(chǎn)品化學(xué)工程公司（APCI）和林德公司（LINDE）是LNG 繞管式換熱器主要供貨商。曲平等[18]建立了繞管式換熱器簡(jiǎn)捷計(jì)算的數(shù)學(xué)模型。胡效東等[19]對(duì)繞管式換熱器T形和對(duì)接兩種管板和筒體連接方式，建立了幾何模型。Lu等[20]采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)合的方法，研究了三層繞管式換熱器殼側(cè)的換熱和流動(dòng)性能，并擬合實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。Wu等[21]采用數(shù)值模擬方法，研究了繞管式換熱器殼側(cè)沸騰傳熱過程。段鐘弟等[22]建立了一種分相的多股流LNG繞管式換熱器動(dòng)態(tài)模型，模型精確度較好。Lex等[23]建立了相關(guān)的晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)裝置，研究了繞管式換熱器在不同工況下液體的分布規(guī)律和換熱器的性能。

繞管式換熱器在海上應(yīng)用時(shí)，降膜蒸發(fā)是LNG繞管式換熱器的核心傳熱方式，但降膜流動(dòng)本身具有不穩(wěn)定性，海上晃蕩條件會(huì)破壞降膜的穩(wěn)定性，造成換熱性能惡化，從而影響液化工藝的性能指標(biāo)。因此，迫切需要通過研究繞管式換熱器晃蕩特性，以改善和保證晃蕩運(yùn)動(dòng)條件下?lián)Q熱器的高效和穩(wěn)定性。鑒于此，本文研制了繞管式換熱器實(shí)驗(yàn)裝置，并對(duì)繞管式換熱器實(shí)驗(yàn)裝置的晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，研究不同的晃動(dòng)形式對(duì)繞管式換熱器的影響。

1 實(shí)驗(yàn)及裝置介紹

1.1 實(shí)驗(yàn)流程設(shè)計(jì)

采用雙混合制冷劑流程中的預(yù)冷和深冷換熱部分進(jìn)行相關(guān)晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)，流程圖如圖1所示。深冷換熱模塊對(duì)換熱性能要求較高，選用繞管式換熱器，測(cè)試其性能；預(yù)冷換熱模塊采用板翅式換熱器，在晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)中作對(duì)比。整個(gè)系統(tǒng)包括了原料氣循環(huán)系統(tǒng)、預(yù)冷循環(huán)系統(tǒng)以及深冷循環(huán)系統(tǒng)，系統(tǒng)中的其他部分維持穩(wěn)定，對(duì)換熱部分進(jìn)行晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)。其中原料氣進(jìn)預(yù)冷冷箱的溫度為12℃，經(jīng)過預(yù)冷后達(dá)到-50℃進(jìn)入深冷冷箱，被深冷冷劑冷卻，最后達(dá)到-153℃被液化。其中預(yù)冷氣液相進(jìn)入板翅換熱器的溫度為25℃，液相經(jīng)過一級(jí)預(yù)冷換熱后出換熱器，節(jié)流至-35℃，氣相經(jīng)過一、二級(jí)換熱后達(dá)到-50℃，節(jié)流至-57℃作為二級(jí)預(yù)冷的冷流返流，與液相匯合后作為一級(jí)預(yù)冷的冷流返流，出板翅溫度為18.75℃。深冷冷劑進(jìn)預(yù)冷冷箱的溫度為25℃，經(jīng)過預(yù)冷后達(dá)到-50℃進(jìn)行氣液分離，液相在換熱器中部引出節(jié)流后，與從頂部引出的氣相節(jié)流后冷流匯合作為冷流返流，出冷箱溫度為-71℃。

1—outlet of pre-cooling；2—inlet of liquid in pre-cooling；3—inlet of gas in pre-cooling；4—inlet of super-cooling；5—inlet of feed gas；6—outlet of super-cooling；7—outlet of feed gas

流程中原料氣的組成為：甲烷97%、乙烷2%、氮?dú)?%。原料氣壓力為4000 kPa，溫度15℃，設(shè)計(jì)流量為7.336 kg·h-1。預(yù)冷冷劑組分為乙烷、丙烷及丁烷，降溫范圍為30～—50℃，選擇乙烷、丙烷和丁烷可覆蓋整個(gè)溫降區(qū)間；深冷冷劑組分為氮?dú)狻⒓淄椤⒁彝橐约氨椋鋭┬枰獮樵蠚獾囊夯渭斑^冷段提供冷量，溫度變化范圍為—50～—160℃，為滿足過冷段的低溫要求，選擇氮?dú)夂图淄樽鳛榈蜏貐^(qū)制冷組分[24]；選擇乙烷作為中高溫區(qū)制冷組分，同時(shí)添加適量的丙烷可降低冷劑壓縮功耗[25]。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置及控制方式

晃動(dòng)平臺(tái)有6種運(yùn)動(dòng)形式，如圖2所示分別為：縱蕩（surge）、橫蕩（sway）、垂蕩（heave）、橫搖（roll）、縱搖（pitch）和首搖（yaw）。實(shí)驗(yàn)中采用六自由度晃動(dòng)平臺(tái)[26-27]作為繞管式換熱器的載體進(jìn)行晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)，如圖3所示。運(yùn)動(dòng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)采用Stewart平臺(tái)結(jié)構(gòu)，通過六套伺服作動(dòng)器的伸縮來(lái)實(shí)現(xiàn)上平臺(tái)在空間內(nèi)六自由度的運(yùn)動(dòng)。設(shè)置好平臺(tái)位移、姿態(tài)的波形、幅度、頻率等參數(shù)后，傳輸給運(yùn)動(dòng)控制計(jì)算機(jī)，運(yùn)動(dòng)控制計(jì)算機(jī)通過實(shí)時(shí)運(yùn)動(dòng)學(xué)解算得出作動(dòng)器運(yùn)動(dòng)量并生成控制指令，驅(qū)動(dòng)伺服系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)所期望的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)。同時(shí)，伺服控制單元實(shí)時(shí)采集作動(dòng)器的位移、速度等參數(shù)，實(shí)現(xiàn)運(yùn)動(dòng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)的監(jiān)測(cè)與保護(hù)，并對(duì)各種信息進(jìn)行顯示。

液化裝置分為換熱撬、冷劑壓縮橇和原料氣壓縮3個(gè)小撬，每個(gè)撬內(nèi)采用不銹鋼管連接，為了便于安裝各撬之間采用軟管連接，晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)時(shí)，換熱撬放置于實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上，并按照重量平衡的原則合理布置[28-29]。天然氣液化實(shí)驗(yàn)裝置如圖4所示。在海上液化系統(tǒng)中，氣相流體受船體晃動(dòng)影響較小，晃動(dòng)對(duì)氣體的影響可以忽略不計(jì)，因此原料氣、預(yù)冷及深冷壓縮模塊位于平臺(tái)的下方。對(duì)液化流程中的主要設(shè)備——繞管式換熱器進(jìn)行晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)中采用開封空分集團(tuán)制造的繞管式換熱器，換熱器的換熱管總長(zhǎng)度為97.8 m，總換熱面積為2.56 m2，傳熱系數(shù)為60.8 W·m-2·K-1。換熱器外部采用PIR和真空保冷，可有效防止冷損。

FLNG裝置中通過對(duì)壓縮機(jī)、冷劑節(jié)流以及LNG節(jié)流的控制實(shí)現(xiàn)流程的調(diào)整。通過配置ABB變頻器，可以控制電機(jī)轉(zhuǎn)速，實(shí)現(xiàn)壓縮機(jī)出口壓力、流量的同步調(diào)節(jié)，通過調(diào)節(jié)壓縮機(jī)旁通回流管線上的氣動(dòng)閥來(lái)調(diào)節(jié)壓縮機(jī)入口壓力；預(yù)冷冷劑一級(jí)節(jié)流采用以預(yù)冷冷劑出換熱器溫度為主環(huán)、一級(jí)節(jié)流前流量為副環(huán)的串級(jí)控制，二級(jí)節(jié)流采用以預(yù)冷冷劑二級(jí)節(jié)流前溫度為主環(huán)、二級(jí)節(jié)流前流量為副環(huán)的串級(jí)控制；深冷冷劑一級(jí)節(jié)流采用以深冷分離器液位為主環(huán)、一級(jí)節(jié)流前流量為副環(huán)的串級(jí)控制，深冷冷劑二級(jí)節(jié)流采用以二級(jí)節(jié)流前溫度為主環(huán)、二級(jí)節(jié)流前流量為副環(huán)的串級(jí)控制；LNG的節(jié)流采用以節(jié)流前溫度為主環(huán)、進(jìn)冷箱原料氣流量為副環(huán)的串級(jí)控制。

繞管式換熱器重心高，作為液化工藝的主要設(shè)備，實(shí)驗(yàn)過程中換熱器內(nèi)有原料氣和混合冷劑多種低溫流體流動(dòng)，晃動(dòng)過程中若發(fā)生位移會(huì)導(dǎo)致配管連接松動(dòng)，造成安全事故，因此需要對(duì)繞管式換熱器的安裝固定進(jìn)行加強(qiáng)。針對(duì)繞管式換熱器外形尺寸的特點(diǎn)，采用鋼材搭建支架支撐換熱器，并通過鋼材水平焊接限位，限制換熱器的水平移動(dòng)，確保繞管式換熱器的固定強(qiáng)度。為了防止實(shí)驗(yàn)突然情況下繞管式換熱器的傾斜倒塌，通過鋼纜連接換熱器和地面固定點(diǎn)，確保安全。考慮到換熱撬需進(jìn)行不同工況的晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)，晃動(dòng)平臺(tái)與原料氣撬應(yīng)采用軟管連接，平臺(tái)實(shí)物如圖5所示。

1.3 實(shí)驗(yàn)測(cè)試方案及實(shí)驗(yàn)工況

為了評(píng)估某一段換熱區(qū)域的綜合換熱情況，可以測(cè)量多個(gè)典型位置的傳熱系數(shù)來(lái)綜合評(píng)估，本實(shí)驗(yàn)方案的設(shè)計(jì)測(cè)點(diǎn)如下。

液化段測(cè)點(diǎn)位置：液化段針對(duì)每一股流體設(shè)置3個(gè)傳熱系數(shù)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)位置分別為：進(jìn)口、中間、出口。需要說(shuō)明的是進(jìn)口測(cè)點(diǎn)離進(jìn)口在20 cm以上，以防止入口效應(yīng)對(duì)測(cè)量的影響，出口測(cè)點(diǎn)離出口的距離可適當(dāng)減小，但在10 cm以上，以防止出口效應(yīng)的影響。

深冷段測(cè)點(diǎn)位置：深冷段針對(duì)每一股流體設(shè)置兩個(gè)傳熱系數(shù)測(cè)點(diǎn)，因?yàn)槠鋼Q熱段比液化段短，所以測(cè)點(diǎn)減少一個(gè)；其位置分別為：進(jìn)口、出口。和液化段相似，進(jìn)口測(cè)點(diǎn)離進(jìn)口在20 cm以上，以防止入口效應(yīng)對(duì)測(cè)量的影響，出口測(cè)點(diǎn)離出口的距離可適當(dāng)減小，但在10 cm以上，以防止出口效應(yīng)的影響。

為對(duì)比不同晃動(dòng)形式下繞管換熱器受影響大小，制定實(shí)驗(yàn)方案如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)方案

2 實(shí)驗(yàn)分析

繞管換熱器屬于深冷段，開車前期由于預(yù)冷段沒有達(dá)到設(shè)計(jì)值，深冷冷劑沒有液化，繞管換熱器純氣相換熱，降溫速度較慢；開車中期，深冷冷劑已液化，但冷劑流量沒有達(dá)到設(shè)計(jì)值，導(dǎo)致繞管換熱器頂部分配器工作性能不佳，換熱器殼側(cè)存在偏流，換熱性能較差，底部有積液；開車后期，隨著原料氣及冷劑流量的提升，底部積液逐漸被吸收，繞管換熱器恢復(fù)正常運(yùn)行；停車時(shí)隨著負(fù)荷的降低，需要排出部分深冷冷劑，防止復(fù)溫后繞管換熱器超壓。

2.1 橫搖5°周期10 s工況分析

橫搖5°周期10 s的工況實(shí)驗(yàn)時(shí)長(zhǎng)共20 min，實(shí)驗(yàn)前10 min和實(shí)驗(yàn)后10 min平臺(tái)靜止，作為實(shí)驗(yàn)對(duì)比。工況的模擬用晃動(dòng)平臺(tái)繞軸旋轉(zhuǎn)實(shí)現(xiàn)，在模擬過程中始終保持實(shí)驗(yàn)裝置的穩(wěn)定運(yùn)行，原料氣的負(fù)荷、節(jié)流閥開度以及壓縮機(jī)的頻率等參數(shù)維持穩(wěn)定。

如圖6、圖7所示，液相節(jié)流前后壓力波動(dòng)趨勢(shì)與平臺(tái)運(yùn)動(dòng)位移趨勢(shì)一致，趨勢(shì)為正弦曲線，變化周期為10 s，其中，節(jié)流前二次壓力波動(dòng)值為0.1439 MPa，波動(dòng)幅度為10.77%，液相節(jié)流后二次壓力波動(dòng)值為0.0025 MPa，波動(dòng)幅度為1.23%，這是因?yàn)檠b置在晃動(dòng)工況條件下，速度為0 m·s-1時(shí)，角加速度較大，對(duì)管道內(nèi)的液相深冷冷劑產(chǎn)生一個(gè)較大的力；速度最大時(shí)，加速度為0 m·s-2，對(duì)管道內(nèi)液相冷劑的力為0；向相反方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，對(duì)管道內(nèi)液相冷劑的作用力為負(fù)。

深冷冷劑的總流量晃動(dòng)時(shí)明顯增加，平均值增加了3.21%；氣相進(jìn)出繞管前后壓差有明顯增加，平均值增加0.425 kPa，增加幅度為2.3%，氣相進(jìn)出繞管前后壓差波動(dòng)與深冷流量波動(dòng)趨勢(shì)一致；晃動(dòng)條件下節(jié)流后壓力增大了0.0145 MPa，增加幅度為5.03%；液相節(jié)流后壓力整體增大了0.01725 MPa，增加幅度為9.3%。深冷繞管內(nèi)流量和壓差的波動(dòng)是由于繞管管程較長(zhǎng)，受晃動(dòng)影響較大而引起的。

從圖8中可以看出，實(shí)驗(yàn)工況時(shí)深冷冷劑進(jìn)出繞管溫度對(duì)實(shí)驗(yàn)工況較為敏感，溫差均有小幅度減小，其中，深冷液相（熱流）進(jìn)出繞管溫差實(shí)驗(yàn)時(shí)降低了1.584℃，降低幅度為1.914%；深冷液相（冷流）進(jìn)出繞管溫差實(shí)驗(yàn)時(shí)降低了0.839℃，降低幅度為1.102%，有明顯降低；深冷氣相（冷流）進(jìn)出繞管溫差實(shí)驗(yàn)時(shí)降低了1.81℃，降低幅度為2.01%，變化明顯。這是由于平臺(tái)晃動(dòng)周期較長(zhǎng)，受重力影響，晃動(dòng)平臺(tái)上的繞管式換熱器內(nèi)液體的均布受到影響，溫度場(chǎng)不再以換熱器的中心線為對(duì)稱軸對(duì)稱，冷熱流體換熱不充分，使繞管式換熱器的換熱效果變差。同時(shí)由于晃動(dòng)加快D1503緩沖罐里的液體蒸發(fā)，進(jìn)入繞管式換熱器的流體的氣液比增大，作為熱流進(jìn)入換熱器的深冷冷劑自身的冷能減少，同樣降低了繞管式換熱器的換熱效果。

通過分析可知，橫搖5°周期10 s工況對(duì)于預(yù)冷冷劑、深冷冷劑以及原料氣流動(dòng)有促進(jìn)作用，流量有所增加，其中深冷冷劑流量增加較多（增加6.5%），對(duì)原料氣節(jié)流后溫度無(wú)明顯影響。同時(shí)使繞管式換熱器的換熱效果變差，分離罐內(nèi)液體的波動(dòng)加劇，但是對(duì)繞管式換熱器的換熱效果影響較小。

2.2 縱搖5°周期10 s工況分析

縱搖5°周期10 s的工況實(shí)驗(yàn)時(shí)間及操作條件同上。

由圖9、圖10可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)時(shí)繞管式換熱器中液相節(jié)流前后壓力波動(dòng)趨勢(shì)與平臺(tái)運(yùn)動(dòng)位移趨勢(shì)一致，趨勢(shì)為正弦曲線，變化周期為10 s，其中節(jié)流前二次壓力波動(dòng)值為0.06 MPa，波動(dòng)幅度為3.02%，液相節(jié)流后二次壓力波動(dòng)值為0.009 MPa，波動(dòng)幅度為6.98%。這是因?yàn)檠b置晃動(dòng)工況條件下，角加速度較大時(shí)，對(duì)管道內(nèi)的液相深冷冷劑產(chǎn)生一個(gè)較大的力；速度最大時(shí)，對(duì)管道內(nèi)液相冷劑的力為0；向相反方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，對(duì)管道內(nèi)液相冷劑的作用力為負(fù)。

深冷冷劑的總流量晃動(dòng)時(shí)明顯增加，平均值增加0.017 kg·h-1，增加了0.11%；氣相進(jìn)出繞管前后壓差有明顯增加，平均值增加了0.127 kPa，增加幅度為0.96%，氣相進(jìn)出繞管前后壓差波動(dòng)與深冷流量波動(dòng)趨勢(shì)一致。深冷繞管內(nèi)流量和壓差的波動(dòng)同樣是由于繞管管程較長(zhǎng)，受晃動(dòng)影響較大而引起的。

從圖11中可以看出，實(shí)驗(yàn)工況時(shí)深冷冷劑進(jìn)出繞管溫度對(duì)實(shí)驗(yàn)工況較為敏感，溫差均有小幅度減小。其中深冷液相（熱流）進(jìn)出繞管溫差實(shí)驗(yàn)時(shí)降低了0.55℃，降低幅度為1.26%；深冷氣相（冷流）進(jìn)出繞管溫差實(shí)驗(yàn)時(shí)降低了0.36℃，降低幅度為4%，變化明顯。同樣是由于平臺(tái)晃動(dòng)時(shí)，受重力影響，晃動(dòng)平臺(tái)上的繞管式換熱器內(nèi)液體的均布受到影響，溫度場(chǎng)不再以換熱器的中心線為對(duì)稱軸對(duì)稱，冷熱流體換熱不充分，使繞管式換熱器的換熱效果變差。同時(shí)由于晃動(dòng)加快D1503緩沖罐里的液體蒸發(fā)，進(jìn)入繞管式換熱器的流體的氣液比增大，作為熱流進(jìn)入換熱器的深冷冷劑自身的冷能減少，同樣降低了繞管式換熱器的換熱效果。

通過分析可知，縱搖5°周期10 s工況對(duì)于預(yù)冷冷劑、深冷冷劑以及原料氣流動(dòng)有促進(jìn)作用，流量有所增加，其中深冷冷劑流量增加較多（增加0.11%）。同時(shí)使繞管式換熱器的換熱效果變差，分離罐內(nèi)液體的波動(dòng)加劇，板翅式換熱器的換熱效果降低。

2.3 傾斜5°工況分析

橫向傾斜工況的時(shí)長(zhǎng)和操作條件與搖動(dòng)一致。實(shí)驗(yàn)時(shí)，平臺(tái)沿方向傾斜，前后10 min為靜止對(duì)比時(shí)間，中間20 min進(jìn)行傾斜實(shí)驗(yàn)。

從圖12、圖13中可以發(fā)現(xiàn)，深冷冷劑流量平均值增加幅度為3.491%，深冷氣相節(jié)流后壓力變化幅度為7.308%，液相節(jié)流后壓力增大幅度為8.7%，氣液分離罐壓力變化幅度為1.53%。波動(dòng)周期與平臺(tái)晃動(dòng)周期基本一致。氣液相節(jié)流前后壓力均有上升，其中氣相節(jié)流前壓力升高了1.129%，液相節(jié)流前壓力升高了3.474%。綜合分析繞管壓力和溫度圖，可以發(fā)現(xiàn)繞管內(nèi)溫度在平臺(tái)傾斜時(shí)略有升高，壓力二次波動(dòng)明顯，與平臺(tái)周期一致，平均值有上升。這是由于平臺(tái)傾斜時(shí)換熱器內(nèi)流體的均布受到嚴(yán)重影響，冷熱流體分布不均勻，換熱不充分，導(dǎo)致?lián)Q熱器內(nèi)流體溫度略有升高，壓力升高。

由圖14可以發(fā)現(xiàn)，物流的進(jìn)出換熱器溫差是衡量繞管式換熱器性能的一個(gè)重要參數(shù)，換熱溫差越大，說(shuō)明經(jīng)由換熱器交換的熱量越多，換熱器效果越好，換熱溫差越小，說(shuō)明換熱器換熱效果降低。由圖14分析可以發(fā)現(xiàn)，繞管式換熱器內(nèi)物流的進(jìn)出繞管換熱溫差在實(shí)驗(yàn)中有減小的趨勢(shì)，其中原料氣進(jìn)出繞管溫差平均值減小了1.459%，深冷液相熱流進(jìn)出繞管溫差平均值減小了1.904%，深冷液相冷流進(jìn)出繞管溫差平均值減小了7.86%，深冷氣相冷流進(jìn)出繞管溫差降低了3.257℃。由換熱器溫差圖可以得出，橫向傾斜使繞管式換熱器的換熱性能降低。

2.4 晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

進(jìn)行橫搖7°周期20 s和縱搖5°周期20 s的實(shí)驗(yàn)，與上述橫搖5°周期10 s以及縱搖5°周期10 s對(duì)比。可以發(fā)現(xiàn)，傾斜和晃動(dòng)均會(huì)影響換熱器的均布造成換熱器換熱不充分，換熱效果降低。關(guān)鍵參數(shù)的變化情況如表2所示。

表2 關(guān)鍵參數(shù)變化

從表2數(shù)據(jù)中可以看出，換熱器晃動(dòng)和傾斜會(huì)造成換熱器內(nèi)壓力升高，溫差降低，其中傾斜工況對(duì)系統(tǒng)影響最大，橫搖次之，縱搖最小。對(duì)換熱器的換熱效果進(jìn)行評(píng)估，換熱計(jì)算采用對(duì)數(shù)平均溫差法[30-31]，把傳熱系數(shù)認(rèn)為是常量，傳熱面積均勻分布，把二者乘積看作換熱器的熱導(dǎo)，則熱量傳遞方程為

=×LMTD (1)

式中，為傳熱系數(shù)，W·(m2·K)-1；為換熱面積，m2；為換熱量，W；1、2分別為殼側(cè)流體入口、出口溫度，℃；1、2分別為管側(cè)流體入口、出口溫度，℃。

橫搖和縱搖工況實(shí)驗(yàn)時(shí)間為20 min，傾斜工況實(shí)驗(yàn)時(shí)間為15 min，作出值隨時(shí)間變化如圖15所示。

通過數(shù)據(jù)分析可知，3種工況下傾斜工況實(shí)驗(yàn)時(shí)值降低了16.5%，橫搖工況實(shí)驗(yàn)時(shí)降低了12.6%，縱搖工況下降低了7.9%。可以發(fā)現(xiàn)，在海上發(fā)生傾斜、橫搖以及縱搖工況時(shí)，均會(huì)影響換熱器內(nèi)流體的均布，造成換熱器內(nèi)冷熱流體分布不均勻，影響換熱效果。對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，傾斜對(duì)換熱器影響最大，橫搖次之，縱搖影響最小。換熱器受晃動(dòng)影響的程度受到晃動(dòng)方向和FLNG中設(shè)備的安裝方向耦合影響。繞管式換熱器換熱效果傾斜時(shí)影響最大，這是由于換熱器傾斜時(shí)降膜流動(dòng)受到嚴(yán)重影響；受橫搖影響比縱搖大，這是由于橫搖時(shí)管道內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)方向與橫搖軸向垂直，影響了管道內(nèi)氣液兩相所占流通面積的比例，導(dǎo)致節(jié)流閥節(jié)流效果降低，提供的冷量減少，使換熱效果變差。

3 結(jié) 論

根據(jù)晃動(dòng)實(shí)驗(yàn)內(nèi)容，可以得到以下結(jié)論。

（1）實(shí)驗(yàn)裝置晃動(dòng)時(shí)，深冷節(jié)流前壓力有所降低，節(jié)流后壓力升高，節(jié)流閥的節(jié)流效果變差，氣相進(jìn)出繞管前后壓差有所增加，橫搖5°周期10 s的工況平均值增加了2.3%，縱搖5°周期10 s的工況平均值增加了0.96%。

（2）傾斜、橫搖和縱搖工況條件下，繞管式換熱器內(nèi)物流進(jìn)出繞管溫差都減小。在傾斜、橫搖工況下減小幅度較大，換熱器換熱效果降低；其中深冷氣相熱流的進(jìn)出口溫差變化幅度最小，深冷氣相冷流進(jìn)出繞管溫差受晃動(dòng)影響最大。

（3）換熱器受晃動(dòng)影響的程度受到晃動(dòng)方向和FLNG中設(shè)備的安裝方向耦合影響。繞管式換熱器換熱效果傾斜時(shí)影響最大，受橫搖影響比縱搖大。

（4）實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明晃蕩對(duì)繞管式換熱器影響較大，需要后期對(duì)均布器等結(jié)構(gòu)優(yōu)化來(lái)提高其抗晃蕩性。

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Experimental study on effect of sloshing on performance of heat exchanger

ZHU Jianlu1, CHANG Xueyu2, HAN Hui1, LI Yuxing1, SUN Chongzheng1, DONG Longfei1, YANG Jie1, CHEN Jie3, ZENG Weiping3

(1China University of Petroleum-East China/Key Laboratory of Oil and Gas Storage and Transportation in Shandong, Qingdao 266580, Shandong,China;2Institute of Engineering Thermophysics, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190, China;3CNOOC Gas Electric R & D Center, Beijing 100028, China)

Floating LNG production storage and offloading unit (FLNG, also known as LNG-FPSO) is a kind of floating production device for offshore gas field development. The natural gas liquefaction process is a core technology of FLNG, which has a huge impact on the safety, stability and costs of the equipment. Because of the special conditions of offshore operations, FLNG liquefaction process is required not only to achieve the most basic functions of liquefaction, it is also expected to overcome the interference of various constraints. In order to research the performance of the coil wound heat exchanger under sloshing conditions at sea, an experimental device of dual mixed refrigerant liquefaction processes is established and the sloshing experiment of coil wound heat exchanger is carried. The results show that: when the experimental device is under sloshing conditions, pressure reduces before throttle valve and increases after the throttle valve, the performance of throttle valve and coil wound heat exchanger becomes worse.

experimental validation; sloshing; coil wound heat exchanger; LNG-FPSO; natural gas; liquefaction; gas-liquid flow

10.11949/j.issn.0438-1157.20161804

TB 657.8

A

0438—1157（2017）09—3358—10

2016-12-26收到初稿，2017-06-23收到修改稿。

李玉星。

朱建魯（1985—），男，博士，講師。

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2013AA09A216）；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51504278)；山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎(jiǎng)勵(lì)基金項(xiàng)目(BS2014ZZ009)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金(16CX02003A)。

2016-12-26.

LI Yuxing, liyx@upc.edu.cn

supported by the National High Technology Research and Development Program of China(2013AA09A216), the National Natural Science Foundation of China (51504278), the Research Award Fund for Outstanding Young Scientists in Shandong Province (BS2014ZZ009) and the Fundamental Research Funds for the Central Universities (16CX02003A).