FLNG绕管式换热器晃动实验分析

朱建鲁，常学煜，韩辉，李玉星，孙崇正，董龙飞，杨洁，陈杰，曾伟平



FLNG绕管式换热器晃动实验分析

朱建鲁1，常学煜2，韩辉1，李玉星1，孙崇正1，董龙飞1，杨洁1，陈杰3，曾伟平3

（1中国石油大学（华东）/山东省油气储运安全省级重点实验室，山东青岛266580；2中国科学院工程热物理研究所，北京100190；3中海石油气电集团有限责任公司技术研发中心，北京100028）

浮式液化天然气生产储卸装置（FLNG，又称LNG-FPSO）是一种用于海上天然气田开发的浮式生产装置。由于FLNG装置海上作业的特殊环境，FLNG液化工艺不仅要实现最基本的天然气液化功能，还需考虑海上恶劣的环境条件对FLNG液化工艺的影响。海洋中海浪的波动对液化系统中的关键设备——换热器影响较大。为了研究绕管式换热器在海上晃荡条件下的性能，通过建立双混合制冷剂液化工艺小试实验装置，进行绕管式换热器实验装置的晃动实验。结果表明实验装置晃动时，节流阀节流前压力降低，节流后压力升高，节流阀的节流效果变差，绕管式换热器换热效果变差。换热器的换热效果受到晃动的方向和FLNG中设备安装方向的耦合影响，倾斜工况下换热器换热效果受影响最大，受横摇影响较纵摇影响大。

实验验证；晃荡；绕管式换热器；LNG-FPSO；天然气；液化；气液两相流

引 言

液化天然气是一种新型能源。天然气在液化后体积减小，同时在液化过程中，可以去除杂质，使之成为一种清洁、高效的能源[1-2]。FLNG(又称LNG-FPSO)是集海上天然气的开采、液化、储存和装卸为一体的浮式生产装置。FLNG的核心技术是天然气液化工艺，在很大程度上影响着装置安全性和运行稳定性[3]。海洋环境的特殊性对液化系统提出了更高的要求[4-5]。换热器作为液化系统的关键设备对系统液化性能影响巨大。作为传统的换热器，板翅式换热器的研究已经比较成熟，其结构紧凑，传热性能高，但是液化能力较小，流动阻力较大[6]。绕管式换热器用于大型混合制冷剂流程的液化系统，与板翅式换热器相比具有其独特的优点[7-8]。首先是其传热面积大，处理量大，适用于大型LNG生产线；管路和控制系统相对简单，避免了多台换热器并联，可以极大程度上减少安装、操作和维护的费用与时间；结构紧凑，占用空间小。FPSO甲板空间有限，要求装置设备少且布置紧凑，绕管式换热器非常适合应用于FPSO[9-10]。

Frankiewicz等[11-12]对FLNG液舱晃荡荷载特性进行数值模拟及实验，得到了晃荡工况下的液舱荷载分布规律。顾妍等[13-14]对晃荡和LNG输送系统之间的关系进行研究，得到不同晃动形式下管内液体流速对液体压力波动的影响。Cullinane等[15]通过调研波动对填料塔性能影响的相关文献，指出分离过程的平衡程度是影响塔效率的主要因素。作为液化流程中的主要设备，绕管式换热器的投资占总投资的20%～30%[16-17]。国际上，美国空气产品化学工程公司（APCI）和林德公司（LINDE）是LNG 绕管式换热器主要供货商。曲平等[18]建立了绕管式换热器简捷计算的数学模型。胡效东等[19]对绕管式换热器T形和对接两种管板和筒体连接方式，建立了几何模型。Lu等[20]采用实验和数值模拟结合的方法，研究了三层绕管式换热器壳侧的换热和流动性能，并拟合实验关联式。Wu等[21]采用数值模拟方法，研究了绕管式换热器壳侧沸腾传热过程。段钟弟等[22]建立了一种分相的多股流LNG绕管式换热器动态模型，模型精确度较好。Lex等[23]建立了相关的晃动实验装置，研究了绕管式换热器在不同工况下液体的分布规律和换热器的性能。

绕管式换热器在海上应用时，降膜蒸发是LNG绕管式换热器的核心传热方式，但降膜流动本身具有不稳定性，海上晃荡条件会破坏降膜的稳定性，造成换热性能恶化，从而影响液化工艺的性能指标。因此，迫切需要通过研究绕管式换热器晃荡特性，以改善和保证晃荡运动条件下换热器的高效和稳定性。鉴于此，本文研制了绕管式换热器实验装置，并对绕管式换热器实验装置的晃动实验数据进行处理，研究不同的晃动形式对绕管式换热器的影响。

1 实验及装置介绍

1.1 实验流程设计

采用双混合制冷剂流程中的预冷和深冷换热部分进行相关晃动实验，流程图如图1所示。深冷换热模块对换热性能要求较高，选用绕管式换热器，测试其性能；预冷换热模块采用板翅式换热器，在晃动实验中作对比。整个系统包括了原料气循环系统、预冷循环系统以及深冷循环系统，系统中的其他部分维持稳定，对换热部分进行晃动实验。其中原料气进预冷冷箱的温度为12℃，经过预冷后达到-50℃进入深冷冷箱，被深冷冷剂冷却，最后达到-153℃被液化。其中预冷气液相进入板翅换热器的温度为25℃，液相经过一级预冷换热后出换热器，节流至-35℃，气相经过一、二级换热后达到-50℃，节流至-57℃作为二级预冷的冷流返流，与液相汇合后作为一级预冷的冷流返流，出板翅温度为18.75℃。深冷冷剂进预冷冷箱的温度为25℃，经过预冷后达到-50℃进行气液分离，液相在换热器中部引出节流后，与从顶部引出的气相节流后冷流汇合作为冷流返流，出冷箱温度为-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

流程中原料气的组成为：甲烷97%、乙烷2%、氮气1%。原料气压力为4000 kPa，温度15℃，设计流量为7.336 kg·h-1。预冷冷剂组分为乙烷、丙烷及丁烷，降温范围为30～—50℃，选择乙烷、丙烷和丁烷可覆盖整个温降区间；深冷冷剂组分为氮气、甲烷、乙烷以及丙烷，冷剂需要为原料气的液化段及过冷段提供冷量，温度变化范围为—50～—160℃，为满足过冷段的低温要求，选择氮气和甲烷作为低温区制冷组分[24]；选择乙烷作为中高温区制冷组分，同时添加适量的丙烷可降低冷剂压缩功耗[25]。

1.2 实验装置及控制方式

晃动平台有6种运动形式，如图2所示分别为：纵荡（surge）、横荡（sway）、垂荡（heave）、横摇（roll）、纵摇（pitch）和首摇（yaw）。实验中采用六自由度晃动平台[26-27]作为绕管式换热器的载体进行晃动实验，如图3所示。运动实验台采用Stewart平台结构，通过六套伺服作动器的伸缩来实现上平台在空间内六自由度的运动。设置好平台位移、姿态的波形、幅度、频率等参数后，传输给运动控制计算机，运动控制计算机通过实时运动学解算得出作动器运动量并生成控制指令，驱动伺服系统运动实现所期望的运动姿态。同时，伺服控制单元实时采集作动器的位移、速度等参数，实现运动实验台的监测与保护，并对各种信息进行显示。

液化装置分为换热撬、冷剂压缩橇和原料气压缩3个小撬，每个撬内采用不锈钢管连接，为了便于安装各撬之间采用软管连接，晃动实验时，换热撬放置于实验平台上，并按照重量平衡的原则合理布置[28-29]。天然气液化实验装置如图4所示。在海上液化系统中，气相流体受船体晃动影响较小，晃动对气体的影响可以忽略不计，因此原料气、预冷及深冷压缩模块位于平台的下方。对液化流程中的主要设备——绕管式换热器进行晃动实验。实验中采用开封空分集团制造的绕管式换热器，换热器的换热管总长度为97.8 m，总换热面积为2.56 m2，传热系数为60.8 W·m-2·K-1。换热器外部采用PIR和真空保冷，可有效防止冷损。

FLNG装置中通过对压缩机、冷剂节流以及LNG节流的控制实现流程的调整。通过配置ABB变频器，可以控制电机转速，实现压缩机出口压力、流量的同步调节，通过调节压缩机旁通回流管线上的气动阀来调节压缩机入口压力；预冷冷剂一级节流采用以预冷冷剂出换热器温度为主环、一级节流前流量为副环的串级控制，二级节流采用以预冷冷剂二级节流前温度为主环、二级节流前流量为副环的串级控制；深冷冷剂一级节流采用以深冷分离器液位为主环、一级节流前流量为副环的串级控制，深冷冷剂二级节流采用以二级节流前温度为主环、二级节流前流量为副环的串级控制；LNG的节流采用以节流前温度为主环、进冷箱原料气流量为副环的串级控制。

绕管式换热器重心高，作为液化工艺的主要设备，实验过程中换热器内有原料气和混合冷剂多种低温流体流动，晃动过程中若发生位移会导致配管连接松动，造成安全事故，因此需要对绕管式换热器的安装固定进行加强。针对绕管式换热器外形尺寸的特点，采用钢材搭建支架支撑换热器，并通过钢材水平焊接限位，限制换热器的水平移动，确保绕管式换热器的固定强度。为了防止实验突然情况下绕管式换热器的倾斜倒塌，通过钢缆连接换热器和地面固定点，确保安全。考虑到换热撬需进行不同工况的晃动实验，晃动平台与原料气撬应采用软管连接，平台实物如图5所示。

1.3 实验测试方案及实验工况

为了评估某一段换热区域的综合换热情况，可以测量多个典型位置的传热系数来综合评估，本实验方案的设计测点如下。

液化段测点位置：液化段针对每一股流体设置3个传热系数测点，测点位置分别为：进口、中间、出口。需要说明的是进口测点离进口在20 cm以上，以防止入口效应对测量的影响，出口测点离出口的距离可适当减小，但在10 cm以上，以防止出口效应的影响。

深冷段测点位置：深冷段针对每一股流体设置两个传热系数测点，因为其换热段比液化段短，所以测点减少一个；其位置分别为：进口、出口。和液化段相似，进口测点离进口在20 cm以上，以防止入口效应对测量的影响，出口测点离出口的距离可适当减小，但在10 cm以上，以防止出口效应的影响。

为对比不同晃动形式下绕管换热器受影响大小，制定实验方案如表1所示。

表1 实验方案

2 实验分析

绕管换热器属于深冷段，开车前期由于预冷段没有达到设计值，深冷冷剂没有液化，绕管换热器纯气相换热，降温速度较慢；开车中期，深冷冷剂已液化，但冷剂流量没有达到设计值，导致绕管换热器顶部分配器工作性能不佳，换热器壳侧存在偏流，换热性能较差，底部有积液；开车后期，随着原料气及冷剂流量的提升，底部积液逐渐被吸收，绕管换热器恢复正常运行；停车时随着负荷的降低，需要排出部分深冷冷剂，防止复温后绕管换热器超压。

2.1 横摇5°周期10 s工况分析

横摇5°周期10 s的工况实验时长共20 min，实验前10 min和实验后10 min平台静止，作为实验对比。工况的模拟用晃动平台绕轴旋转实现，在模拟过程中始终保持实验装置的稳定运行，原料气的负荷、节流阀开度以及压缩机的频率等参数维持稳定。

如图6、图7所示，液相节流前后压力波动趋势与平台运动位移趋势一致，趋势为正弦曲线，变化周期为10 s，其中，节流前二次压力波动值为0.1439 MPa，波动幅度为10.77%，液相节流后二次压力波动值为0.0025 MPa，波动幅度为1.23%，这是因为装置在晃动工况条件下，速度为0 m·s-1时，角加速度较大，对管道内的液相深冷冷剂产生一个较大的力；速度最大时，加速度为0 m·s-2，对管道内液相冷剂的力为0；向相反方向运动时，对管道内液相冷剂的作用力为负。

深冷冷剂的总流量晃动时明显增加，平均值增加了3.21%；气相进出绕管前后压差有明显增加，平均值增加0.425 kPa，增加幅度为2.3%，气相进出绕管前后压差波动与深冷流量波动趋势一致；晃动条件下节流后压力增大了0.0145 MPa，增加幅度为5.03%；液相节流后压力整体增大了0.01725 MPa，增加幅度为9.3%。深冷绕管内流量和压差的波动是由于绕管管程较长，受晃动影响较大而引起的。

从图8中可以看出，实验工况时深冷冷剂进出绕管温度对实验工况较为敏感，温差均有小幅度减小，其中，深冷液相（热流）进出绕管温差实验时降低了1.584℃，降低幅度为1.914%；深冷液相（冷流）进出绕管温差实验时降低了0.839℃，降低幅度为1.102%，有明显降低；深冷气相（冷流）进出绕管温差实验时降低了1.81℃，降低幅度为2.01%，变化明显。这是由于平台晃动周期较长，受重力影响，晃动平台上的绕管式换热器内液体的均布受到影响，温度场不再以换热器的中心线为对称轴对称，冷热流体换热不充分，使绕管式换热器的换热效果变差。同时由于晃动加快D1503缓冲罐里的液体蒸发，进入绕管式换热器的流体的气液比增大，作为热流进入换热器的深冷冷剂自身的冷能减少，同样降低了绕管式换热器的换热效果。

通过分析可知，横摇5°周期10 s工况对于预冷冷剂、深冷冷剂以及原料气流动有促进作用，流量有所增加，其中深冷冷剂流量增加较多（增加6.5%），对原料气节流后温度无明显影响。同时使绕管式换热器的换热效果变差，分离罐内液体的波动加剧，但是对绕管式换热器的换热效果影响较小。

2.2 纵摇5°周期10 s工况分析

纵摇5°周期10 s的工况实验时间及操作条件同上。

由图9、图10可以发现，实验时绕管式换热器中液相节流前后压力波动趋势与平台运动位移趋势一致，趋势为正弦曲线，变化周期为10 s，其中节流前二次压力波动值为0.06 MPa，波动幅度为3.02%，液相节流后二次压力波动值为0.009 MPa，波动幅度为6.98%。这是因为装置晃动工况条件下，角加速度较大时，对管道内的液相深冷冷剂产生一个较大的力；速度最大时，对管道内液相冷剂的力为0；向相反方向运动时，对管道内液相冷剂的作用力为负。

深冷冷剂的总流量晃动时明显增加，平均值增加0.017 kg·h-1，增加了0.11%；气相进出绕管前后压差有明显增加，平均值增加了0.127 kPa，增加幅度为0.96%，气相进出绕管前后压差波动与深冷流量波动趋势一致。深冷绕管内流量和压差的波动同样是由于绕管管程较长，受晃动影响较大而引起的。

从图11中可以看出，实验工况时深冷冷剂进出绕管温度对实验工况较为敏感，温差均有小幅度减小。其中深冷液相（热流）进出绕管温差实验时降低了0.55℃，降低幅度为1.26%；深冷气相（冷流）进出绕管温差实验时降低了0.36℃，降低幅度为4%，变化明显。同样是由于平台晃动时，受重力影响，晃动平台上的绕管式换热器内液体的均布受到影响，温度场不再以换热器的中心线为对称轴对称，冷热流体换热不充分，使绕管式换热器的换热效果变差。同时由于晃动加快D1503缓冲罐里的液体蒸发，进入绕管式换热器的流体的气液比增大，作为热流进入换热器的深冷冷剂自身的冷能减少，同样降低了绕管式换热器的换热效果。

通过分析可知，纵摇5°周期10 s工况对于预冷冷剂、深冷冷剂以及原料气流动有促进作用，流量有所增加，其中深冷冷剂流量增加较多（增加0.11%）。同时使绕管式换热器的换热效果变差，分离罐内液体的波动加剧，板翅式换热器的换热效果降低。

2.3 倾斜5°工况分析

横向倾斜工况的时长和操作条件与摇动一致。实验时，平台沿方向倾斜，前后10 min为静止对比时间，中间20 min进行倾斜实验。

从图12、图13中可以发现，深冷冷剂流量平均值增加幅度为3.491%，深冷气相节流后压力变化幅度为7.308%，液相节流后压力增大幅度为8.7%，气液分离罐压力变化幅度为1.53%。波动周期与平台晃动周期基本一致。气液相节流前后压力均有上升，其中气相节流前压力升高了1.129%，液相节流前压力升高了3.474%。综合分析绕管压力和温度图，可以发现绕管内温度在平台倾斜时略有升高，压力二次波动明显，与平台周期一致，平均值有上升。这是由于平台倾斜时换热器内流体的均布受到严重影响，冷热流体分布不均匀，换热不充分，导致换热器内流体温度略有升高，压力升高。

由图14可以发现，物流的进出换热器温差是衡量绕管式换热器性能的一个重要参数，换热温差越大，说明经由换热器交换的热量越多，换热器效果越好，换热温差越小，说明换热器换热效果降低。由图14分析可以发现，绕管式换热器内物流的进出绕管换热温差在实验中有减小的趋势，其中原料气进出绕管温差平均值减小了1.459%，深冷液相热流进出绕管温差平均值减小了1.904%，深冷液相冷流进出绕管温差平均值减小了7.86%，深冷气相冷流进出绕管温差降低了3.257℃。由换热器温差图可以得出，横向倾斜使绕管式换热器的换热性能降低。

2.4 晃动实验结果对比

进行横摇7°周期20 s和纵摇5°周期20 s的实验，与上述横摇5°周期10 s以及纵摇5°周期10 s对比。可以发现，倾斜和晃动均会影响换热器的均布造成换热器换热不充分，换热效果降低。关键参数的变化情况如表2所示。

表2 关键参数变化

从表2数据中可以看出，换热器晃动和倾斜会造成换热器内压力升高，温差降低，其中倾斜工况对系统影响最大，横摇次之，纵摇最小。对换热器的换热效果进行评估，换热计算采用对数平均温差法[30-31]，把传热系数认为是常量，传热面积均匀分布，把二者乘积看作换热器的热导，则热量传递方程为

=×LMTD (1)

式中，为传热系数，W·(m2·K)-1；为换热面积，m2；为换热量，W；1、2分别为壳侧流体入口、出口温度，℃；1、2分别为管侧流体入口、出口温度，℃。

横摇和纵摇工况实验时间为20 min，倾斜工况实验时间为15 min，作出值随时间变化如图15所示。

通过数据分析可知，3种工况下倾斜工况实验时值降低了16.5%，横摇工况实验时降低了12.6%，纵摇工况下降低了7.9%。可以发现，在海上发生倾斜、横摇以及纵摇工况时，均会影响换热器内流体的均布，造成换热器内冷热流体分布不均匀，影响换热效果。对比可以发现，倾斜对换热器影响最大，横摇次之，纵摇影响最小。换热器受晃动影响的程度受到晃动方向和FLNG中设备的安装方向耦合影响。绕管式换热器换热效果倾斜时影响最大，这是由于换热器倾斜时降膜流动受到严重影响；受横摇影响比纵摇大，这是由于横摇时管道内流体运动方向与横摇轴向垂直，影响了管道内气液两相所占流通面积的比例，导致节流阀节流效果降低，提供的冷量减少，使换热效果变差。

3 结 论

根据晃动实验内容，可以得到以下结论。

（1）实验装置晃动时，深冷节流前压力有所降低，节流后压力升高，节流阀的节流效果变差，气相进出绕管前后压差有所增加，横摇5°周期10 s的工况平均值增加了2.3%，纵摇5°周期10 s的工况平均值增加了0.96%。

（2）倾斜、横摇和纵摇工况条件下，绕管式换热器内物流进出绕管温差都减小。在倾斜、横摇工况下减小幅度较大，换热器换热效果降低；其中深冷气相热流的进出口温差变化幅度最小，深冷气相冷流进出绕管温差受晃动影响最大。

（3）换热器受晃动影响的程度受到晃动方向和FLNG中设备的安装方向耦合影响。绕管式换热器换热效果倾斜时影响最大，受横摇影响比纵摇大。

（4）实验结果表明晃荡对绕管式换热器影响较大，需要后期对均布器等结构优化来提高其抗晃荡性。

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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。

朱建鲁（1985—），男，博士，讲师。

国家高技术研究发展计划项目（2013AA09A216）；国家自然科学基金项目(51504278)；山东省优秀中青年科学家科研奖励基金项目(BS2014ZZ009)；中央高校基本科研业务费专项资金(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).