海況傾斜條件下DMR液化工藝中繞管式換熱器運行可靠性研究*

孫崇正 李玉星 韓輝 朱建魯 王少煒 劉亮

山東省油氣儲運安全重點實驗室

繞管式換熱器作為一種新型換熱器，逐漸成為海上LNG-FPSO的首選主低溫換熱器[1-2]。針對繞管式換熱器換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式的研究是設(shè)計和優(yōu)化繞管式換熱器的關(guān)鍵[3-4]。NEERAAS 等[5-6]針對LNG 繞管式換熱器，研究了不同工質(zhì)（氮氣和烷烴混合物）在殼側(cè)的降膜流動換熱與壓降性能。DING 等[7-8]提出了丙烷介質(zhì)和烴類混合物在LNG 繞管式換熱器殼側(cè)的沸騰換熱模型，并研究了管間距對繞管式換熱器殼體兩相流動傳熱和壓降特性的影響。NEERAAS 與DING 等的研究成果是目前最接近LNG生產(chǎn)工藝實際換熱過程的實驗，但其沒有考慮應(yīng)用于海上LNG-FPSO 的繞管式換熱器受傾斜晃蕩工況的影響。YU等[9]通過數(shù)值模擬方法研究了海上條件下繞管式換熱器內(nèi)部氣液兩相流的傳熱特性。DUAN 等[10]建立了晃蕩工況下基于液體遷移的繞管式換熱器數(shù)學模型，預(yù)測了海況下繞管式換熱器的換熱性能。

從近幾年的文獻中可以看出，繞管式換熱器海上適應(yīng)性實驗研究不足，缺少海上傾斜工況對液化工藝系統(tǒng)比功耗等參數(shù)影響的分析，進而不能評價液化工藝的海上適應(yīng)性。傾斜是先影響單體設(shè)備進而影響整體液化工藝的，傾斜對于液化工藝的間接影響仍然需要深入研究。

國內(nèi)外學者多采用數(shù)值模擬的方法對液化工藝的適應(yīng)性進行研究。STEPHENSON 等[11]對丙烷-混合冷劑液化工藝進行了動態(tài)模擬，指出動態(tài)模擬可以測試并完善工藝設(shè)計，優(yōu)化裝置的開車過程。HE 等[12]采用動態(tài)模擬方法模擬了不同流量與壓降條件下基于混合冷劑工藝的小型LNG 工廠的動態(tài)響應(yīng)過程，模擬結(jié)果表明，基于混合冷劑工藝的小型LNG 工廠對原料氣壓力等參數(shù)的變化不敏感，對原料氣參數(shù)變化適應(yīng)性強。

因此，本文采用數(shù)值模擬與實驗相結(jié)合的研究方法，首先搭建了FLNG 繞管式換熱器流動與傳熱測試平臺，編制接口程序?qū)崿F(xiàn)中控系統(tǒng)測試的溫度、流量、壓力等數(shù)據(jù)與密度、黏度、焓值的動態(tài)鏈接，得到海況下繞管式換熱器換熱系數(shù)等參數(shù)隨時間變化情況，進而對其無量綱化，得到代表傳熱的無量綱參數(shù)努賽爾數(shù)Nu隨時間變化情況。結(jié)合HYSYS 軟件，建立DMR 液化工藝的動態(tài)模型，將實驗傾斜前后繞管式換熱器努賽爾數(shù)Nu變化作為動態(tài)擾動條件，研究傾斜對工藝系統(tǒng)比功耗等參數(shù)的影響。

1 混合制冷劑液化工藝實驗裝置

基于DMR 液化工藝的實驗裝置三維俯視圖如圖1所示。實驗裝置包括深冷循環(huán)、天然氣循環(huán)和預(yù)冷循環(huán)。

（1）原料氣循環(huán)。原料氣經(jīng)壓縮機增壓后，進入預(yù)冷換熱器和深冷繞管式換熱器降溫形成LNG。

（2）預(yù)冷循環(huán)。預(yù)冷冷劑經(jīng)過壓縮機增壓，進入管殼式換熱器冷卻形成氣液兩相，分別進入預(yù)冷換熱器冷卻，經(jīng)節(jié)流閥降溫降壓，回流冷卻原料氣和深冷冷劑。

（3）深冷循環(huán)。深冷冷劑經(jīng)兩級壓縮機增壓后，進入預(yù)冷換熱器與繞管式換熱器降溫，經(jīng)節(jié)流閥降壓降溫，回流冷卻原料氣和溫度較高的深冷冷劑。

圖1 DMR液化工藝實驗裝置三維俯視圖Fig.1 Three-dimensional top view of DMR liquefaction process experimental device

繞管式換熱器安放于晃蕩平臺，通過耐低溫軟管與混合冷劑壓縮機系統(tǒng)和原料氣壓縮機系統(tǒng)相連。實驗過程中，除少量手閥需現(xiàn)場操作外，截止閥、節(jié)流閥操作及數(shù)據(jù)采集均由中控系統(tǒng)完成。采用高精度的壓力傳感器、溫度傳感器采集繞管式換熱器內(nèi)壓力測點和溫度測點的實時數(shù)據(jù)，分析不同傾斜工況下繞管式換熱器管程和殼程的壓力、溫度變化情況。

圖2 繞管式換熱器換熱流程Fig.2 Heat exchanging flow of spiral wound heat exchanger

繞管式換熱器換熱流程如圖2所示，包括管側(cè)冷劑、管側(cè)天然氣和殼側(cè)冷劑。為了研究繞管式換熱器傾斜過程中的壓降和換熱性能，在原料氣管側(cè)、冷劑殼側(cè)和管側(cè)進出口分別安裝溫度傳感器和壓力傳感器。在繞管式換熱器內(nèi)部安裝6個溫度傳感器，分別測量圖中1、2和3位置殼側(cè)冷劑與管壁溫度。采用質(zhì)量流量計測量原料氣和冷劑流量。DMR 液化工藝中冷劑不是單一組分，而是由多種烴類組成，采用氣相色譜儀（VARIAN CP3800）對天然氣和冷劑的組分進行定量分析。傳統(tǒng)的Refprop軟件只能對給定某一時刻下的溫度、壓力和組分計算流體的黏度、密度和導(dǎo)熱系數(shù)等熱物性參數(shù)。然而繞管式換熱器傾斜過程中，溫度和壓力等參數(shù)均隨時間變化，因此為了得到在傾斜過程中繞管式換熱器內(nèi)部熱物性隨時間變化情況，本文通過提取Refprop 程序源代碼，編寫軟件接口，實現(xiàn)熱物性的動態(tài)計算，進而得到無量綱參數(shù)努賽爾數(shù)Nu隨時間的變化情況，提高了實驗數(shù)據(jù)的通用性。

2 DMR工藝動態(tài)仿真模型的建立

基于HYSYS 軟件搭建的DMR 液化工藝流程動態(tài)模型如圖3所示。DMR工藝動態(tài)模型流程與實驗流程類似，包括深冷循環(huán)系統(tǒng)、天然氣液化系統(tǒng)和預(yù)冷循環(huán)系統(tǒng)，主要設(shè)備包括分離器、壓縮機、汽化器、閥門和PID控制系統(tǒng)。

3 換熱模型

繞管式換熱器殼側(cè)換熱過程可以等效為對流換熱過程，可以依據(jù)對流換熱理論計算換熱系數(shù)：

殼側(cè)當量直徑

殼側(cè)流道體積

式中：h為換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；Q為換熱量，W；ΔT為溫差，℃；A為換熱面積，m2；Tw為壁面溫度，℃；Tf為流體溫度，℃；Nu為努力塞爾數(shù)；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m2·℃)；Dh為殼側(cè)當量直徑，m；Dt為管直徑，m；L為管長度，m；Vf為殼側(cè)流道體積，m3；Vs為繞管式換熱器殼體體積，m3；Vct為芯體體積，m3；Vt為繞管體積，m3。

4 傾斜對繞管式換熱器換熱性能影響

海上傾斜條件嚴重影響繞管式換熱器流動狀態(tài)和換熱性能。當繞管式換熱器處于傾斜狀態(tài)時，繞管式換熱器內(nèi)部的氣液相流體流動可以假設(shè)為垂直，導(dǎo)致繞管式換熱器殼側(cè)冷劑偏流，一側(cè)管壁處無足夠的冷劑流過，冷量不足，而另一側(cè)管壁處流量增大，冷量嚴重浪費，進而導(dǎo)致繞管式換熱器換熱性能降低。下面分別對傾斜6°和9°工況下繞管式換熱器的換熱性能進行實驗研究。

4.1 傾斜6°工況

傾斜6°工況實驗時長共20 min，實驗前5 min和實驗后5 min 晃蕩平臺水平。在實驗過程中始終保持節(jié)流閥開度以及壓縮機頻率等參數(shù)的穩(wěn)定，繞管式換熱器關(guān)鍵溫度參數(shù)變化如圖4a 和圖4b所示。

圖3 DMR液化工藝流程動態(tài)模型Fig.3 Dynamic model of DMR liquefaction process flow

由圖4a 和圖4b 可知，在傾斜過程中，繞管式換熱器管側(cè)出口溫度，位置1處冷劑與壁面溫度都急劇升高，分別從-105.2 ℃、-100.7 ℃和-99.9 ℃升高到-90.5 ℃、-86.8 ℃和-84.5 ℃。位置越靠上，傾斜對其影響越大，這是因為繞管式換熱器頂部換熱主要以冷劑降膜流動蒸發(fā)為主，降膜流動極易受到傾斜的影響。然而在靠近中央的位置，傾斜初期溫度降低，位置2和3處冷劑溫度先分別降低至-76.1 ℃和-74.5 ℃，這是因為傾斜會造成頂部換熱不充分，較冷的冷劑未能在頂部換熱均勻而直接流到中間位置，造成中間的冷劑溫度降低，但隨著殼側(cè)頂部溫度升高，位置2和3處冷劑溫度急劇上升至-64.1 ℃和-65.6 ℃。

編寫Refprop 軟件接口計算熱物性，得到傾斜6°工況下繞管式換熱器換熱系數(shù)、換熱量與努賽爾數(shù)隨時間變化情況，計算結(jié)果如圖4 c 和圖4d所示。

由圖4c 和圖4d 可知，在傾斜過程中，換熱量持續(xù)降低，從3 759.7 W 降低至3 024.8 W。這說明在傾斜6°工況下繞管式換熱器換熱性能明顯下降。而換熱系數(shù)與努賽爾數(shù)則在傾斜開始時急劇降低，一段時間后趨于穩(wěn)定，換熱系數(shù)和努賽爾數(shù)分別從142.2 W/(m2·℃)和105.5降低至96.1 W/(m2·℃)和72.0。

4.2 傾斜9°工況

傾斜9°工況實驗時長共20 min，實驗前5 min和實驗后5 min 晃蕩平臺水平。在實驗過程中始終保持節(jié)流閥開度以及壓縮機頻率等參數(shù)的穩(wěn)定，繞管式換熱器關(guān)鍵溫度參數(shù)變化如圖5a和圖5b所示?？梢钥闯?，傾斜9°與傾斜6°時繞管式換熱器溫度變化趨勢一致。在傾斜過程中，繞管式換熱器管側(cè)出口溫度，位置1處冷劑與壁面溫度都急劇升高，分別從-105.7 ℃、-111.5 ℃和-107.6 ℃升高到-84.9 ℃、-98.5 ℃和-85.4 ℃。位置2和3處冷劑溫度先分別降低至-80.7 ℃和-78.7 ℃，隨后急劇上升至-70.6 ℃和-64.9 ℃。

動態(tài)調(diào)用Refprop軟件，得到傾斜9°工況下繞管式換熱器換熱系數(shù)、換熱量與努賽爾數(shù)隨時間變化情況，計算結(jié)果如圖5c和圖5d所示。與傾斜6°工況類似，在傾斜9°過程中，換熱量持續(xù)降低，從3 450.1 W 降低至1 985.6 W。而換熱系數(shù)與努賽爾數(shù)則在傾斜開始時急劇降低，一段時間后則趨于穩(wěn)定，換熱系數(shù)和努賽爾數(shù)分別從194.5 W/(m2·℃)和144.2降低至66.4 W/(m2·℃)和49.0。

圖4 傾斜6°工況下繞管式換熱器內(nèi)部換熱隨時間變化曲線Fig.4 Internal heat transfer curve of spiral wound heat exchanger with tilt angle of 6°as a function of time

圖5 傾斜9°工況下繞管式換熱器內(nèi)部換熱隨時間變化曲線Fig.5 Internal heat transfer curve of spiral wound heat exchanger with tilt angle of 9°as a function of time

傾斜6°和9°工況下，繞管式換熱器傾斜前后換熱性能如表1所示。由表1可以看出，隨著傾斜角度的增加繞管式換熱器換熱性能逐漸惡化，因此繞管式換熱器在海上浮式天然氣液化裝置（FLNG）上應(yīng)用時，應(yīng)盡量減少晃蕩造成的傾斜角度，且避免其長期處于傾斜狀態(tài)。

5 傾斜對DMR液化工藝液化性能影響

傾斜海況條件是通過降低換熱器的換熱性能進而影響DMR 液化工藝的液化性能，因此將上述實驗結(jié)果作為動態(tài)模型中繞管式換熱器的邊界條件，研究傾斜工況下DMR 液化工藝液化性能的動態(tài)響應(yīng)過程。

5.1 滿負荷運行工況

無海況傾斜影響下，動態(tài)模型滿負荷運行結(jié)果預(yù)測如圖6所示。由圖6可以看出，在10 h 中DMR液化工藝沒有出現(xiàn)大幅度波動，動態(tài)模型運行平穩(wěn)。原料氣處理量為7.3 kg/h，深冷質(zhì)量流量為20.2 kg/h，預(yù)冷質(zhì)量流量為38.5 kg/h，原料氣出預(yù)冷繞管式換熱器溫度為-26.6 ℃，原料氣出深冷繞管式換熱器溫度為-154.1 ℃，LNG節(jié)流降壓后氣相摩爾分數(shù)為0.049。比功耗是衡量工藝系統(tǒng)的重要指標，比功耗越小，工藝性能越好。比功耗計算方法如公式（7）所示，無海況傾斜影響下，DMR 液化工藝比功耗為0.50 kW/(kg·h-1)。

表1 傾斜前后繞管式換熱器換熱性能Tab.1 Heat transfer performance of spiral wound heat exchanger before and after tilt conditions

圖6 滿負荷工況下DMR液化工藝關(guān)鍵節(jié)點參數(shù)隨時間變化曲線Fig.6 Key node parameter curve of DMR liquefaction process under static condition as a fanction of time

5.2 傾斜6°工況

傾斜6°工況下，DMR 液化工藝動態(tài)響應(yīng)過程如圖7所示，前30 min 內(nèi)，動態(tài)模型處于滿負荷運行工況，30 min 時，依據(jù)前期傾斜6°實驗結(jié)果，繞管式換熱器換熱性能降低。

圖7 傾斜6°工況下DMR液化工藝關(guān)鍵節(jié)點參數(shù)隨時間變化曲線Fig.7 Key node parameter curve of DMR liquefaction process with tilt angle of 6°as a function of time

可以看出，隨著繞管式換熱器換熱性能的下降，原料氣流量劇烈波動最后穩(wěn)定在6.6 kg/h，相較于滿負荷狀態(tài)流量降低了10%。深冷和預(yù)冷冷劑流量在小幅波動后分別穩(wěn)定在18.5和37.6 kg/h，流量分別降低了7.9%和2.3%。這是因為DMR 液化工藝中繞管式換熱器換熱能力降低，造成深冷和預(yù)冷冷劑溫度升高，密度降低，導(dǎo)致深冷和預(yù)冷壓縮機吸入量降低，深冷和預(yù)冷冷劑循環(huán)流量降低。原料氣出深冷繞管式換熱器溫度、比功耗和LNG 節(jié)流降壓后氣相摩爾分數(shù)劇烈波動后，最后分別穩(wěn)定在-146.7 ℃、0.56 kW/(kg·h-1)和0.087，分別變化了4.8%、10.6%和76.1%。而原料氣出預(yù)冷繞管式換熱器溫度降低到-29.5 ℃，這是唯一積極的影響，主要是因為預(yù)冷換熱器多數(shù)冷量來降低深冷冷劑溫度，而深冷冷劑流量降低較大，且天然氣流量也相對降低，因此原料氣出預(yù)冷繞管式換熱器溫度有所降低。

5.3 傾斜9°工況

傾斜9°工況下，DMR 液化工藝動態(tài)響應(yīng)過程如圖8所示，前30 min 內(nèi)，動態(tài)模型處于滿負荷運行工況，30 min 時，依據(jù)前期傾斜9°實驗結(jié)果，繞管式換熱器換熱性能降低。

圖8 傾斜9°工況下DMR液化工藝關(guān)鍵節(jié)點參數(shù)隨時間變化曲線Fig.8 Key node parameter curve of DMR liquefaction process with tilt angle of 9°as a function of time

與傾斜6°工況類似，在傾斜9°過程中，隨著繞管式換熱器換熱性能的下降，原料氣流量經(jīng)過兩次劇烈波動最后穩(wěn)定在6.6 kg/h，相較于滿負荷狀態(tài)，流量降低了10%。深冷和預(yù)冷冷劑流量在波動后分別穩(wěn)定在16.2 kg/h 和30.9 kg/h，流量分別降低了19.8%和19.7%。原料氣出預(yù)冷繞管式換熱器溫度、出深冷繞管式換熱器溫度和比功耗劇烈波動后，分別穩(wěn)定在-15.9 ℃、-91.6 ℃和0.56 kW/(kg·h-1)，分別變化了40.4%、40.5%和10.6%。LNG 節(jié)流降壓后氣相摩爾分數(shù)劇烈波動后穩(wěn)定在0.46，升高了831%，DMR 液化工藝的液化能力大幅降低。

6 結(jié)論

本文搭建了基于雙混合制冷劑液化工藝的繞管式換熱器海上適應(yīng)性測試實驗裝置，同時建立了DMR液化工藝動態(tài)模型，得到如下結(jié)論：

（1）傾斜海況會降低繞管式換熱器的換熱性能，進而降低DMR 液化工藝的液化性能，且隨著傾斜角度的增大，影響越大。

（2）傾斜條件下，繞管式換熱器換熱量不斷降低，而繞管式換熱器換熱系數(shù)先大幅度降低再趨于穩(wěn)定，傾斜6°和9度°條件下，繞管式換熱器換熱量分別降低了734.9 W 和1 464.5 W，繞管式換熱器換熱系數(shù)分別降低了46.1 W/(m2·℃)和128.1 W/(m2·℃)。

（3）傾斜6°和9°條件下，DMR 工藝比功耗均升高了10.6%。傾斜9°情況下，原料氣出深冷繞管式換熱器溫度升高到-91.6 ℃，相較于滿負荷工況下升高了62.5 ℃，LNG 節(jié)流降壓后氣相分數(shù)接近50%，DMR 工藝液化能力大幅降低。因此繞管式換熱器在海上浮式天然氣液化裝置上應(yīng)用時，應(yīng)盡量減少晃蕩造成的傾斜角度，且避免其長期處于傾斜狀態(tài)。