朱建魯，常學煜，韓輝，李玉星，孫崇正，董龍飛，楊潔，陳杰，曾偉平

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FLNG繞管式換熱器晃動實驗分析

朱建魯1，常學煜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中國石油大學（華東）/山東省油氣儲運安全省級重點實驗室，山東青島266580；2中國科學院工程熱物理研究所，北京100190；3中海石油氣電集團有限責任公司技術研發(fā)中心，北京100028）

浮式液化天然氣生產(chǎn)儲卸裝置（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FLNG液化工藝的影響。海洋中海浪的波動對液化系統(tǒng)中的關鍵設備——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驗裝置，進行繞管式換熱器實驗裝置的晃動實驗。結果表明實驗裝置晃動時，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的方向和FLNG中設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。

實驗驗證；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，同時在液化過程中，可以去除雜質，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、儲存和裝卸為一體的浮式生產(chǎn)裝置。FLNG的核心技術是天然氣液化工藝，在很大程度上影響著裝置安全性和運行穩(wěn)定性[3]。海洋環(huán)境的特殊性對液化系統(tǒng)提出了更高的要求[4-5]。換熱器作為液化系統(tǒng)的關鍵設備對系統(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，其結構緊湊，傳熱性能高，但是液化能力較小，流動阻力較大[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特的優(yōu)點[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)相對簡單，避免了多臺換熱器并聯(lián)，可以極大程度上減少安裝、操作和維護的費用與時間；結構緊湊，占用空間小。FPSO甲板空間有限，要求裝置設備少且布置緊湊，繞管式換熱器非常適合應用于FPSO[9-10]。

Frankiewicz等[11-12]對FLNG液艙晃蕩荷載特性進行數(shù)值模擬及實驗，得到了晃蕩工況下的液艙荷載分布規(guī)律。顧妍等[13-14]對晃蕩和LNG輸送系統(tǒng)之間的關系進行研究，得到不同晃動形式下管內(nèi)液體流速對液體壓力波動的影響。Cullinane等[15]通過調(diào)研波動對填料塔性能影響的相關文獻，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備，繞管式換熱器的投資占總投資的20%～30%[16-17]。國際上，美國空氣產(chǎn)品化學工程公司（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捷計算的數(shù)學模型。胡效東等[19]對繞管式換熱器T形和對接兩種管板和筒體連接方式，建立了幾何模型。Lu等[20]采用實驗和數(shù)值模擬結合的方法，研究了三層繞管式換熱器殼側的換熱和流動性能，并擬合實驗關聯(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繞管式換熱器動態(tài)模型，模型精確度較好。Lex等[23]建立了相關的晃動實驗裝置，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用時，降膜蒸發(fā)是LNG繞管式換熱器的核心傳熱方式，但降膜流動本身具有不穩(wěn)定性，海上晃蕩條件會破壞降膜的穩(wěn)定性，造成換熱性能惡化，從而影響液化工藝的性能指標。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動條件下?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驗裝置，并對繞管式換熱器實驗裝置的晃動實驗數(shù)據(jù)進行處理，研究不同的晃動形式對繞管式換熱器的影響。

1 實驗及裝置介紹

1.1 實驗流程設計

采用雙混合制冷劑流程中的預冷和深冷換熱部分進行相關晃動實驗，流程圖如圖1所示。深冷換熱模塊對換熱性能要求較高，選用繞管式換熱器，測試其性能；預冷換熱模塊采用板翅式換熱器，在晃動實驗中作對比。整個系統(tǒng)包括了原料氣循環(huán)系統(tǒng)、預冷循環(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，對換熱部分進行晃動實驗。其中原料氣進預冷冷箱的溫度為12℃，經(jīng)過預冷后達到-50℃進入深冷冷箱，被深冷冷劑冷卻，最后達到-153℃被液化。其中預冷氣液相進入板翅換熱器的溫度為25℃，液相經(jīng)過一級預冷換熱后出換熱器，節(jié)流至-35℃，氣相經(jīng)過一、二級換熱后達到-50℃，節(jié)流至-57℃作為二級預冷的冷流返流，與液相匯合后作為一級預冷的冷流返流，出板翅溫度為18.75℃。深冷冷劑進預冷冷箱的溫度為25℃，經(jīng)過預冷后達到-50℃進行氣液分離，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%、氮氣1%。原料氣壓力為4000 kPa，溫度15℃，設計流量為7.336 kg·h-1。預冷冷劑組分為乙烷、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溫降區(qū)間；深冷冷劑組分為氮氣、甲烷、乙烷以及丙烷，冷劑需要為原料氣的液化段及過冷段提供冷量，溫度變化范圍為—50～—160℃，為滿足過冷段的低溫要求，選擇氮氣和甲烷作為低溫區(qū)制冷組分[24]；選擇乙烷作為中高溫區(qū)制冷組分，同時添加適量的丙烷可降低冷劑壓縮功耗[25]。

1.2 實驗裝置及控制方式

晃動平臺有6種運動形式，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）。實驗中采用六自由度晃動平臺[26-27]作為繞管式換熱器的載體進行晃動實驗，如圖3所示。運動實驗臺采用Stewart平臺結構，通過六套伺服作動器的伸縮來實現(xiàn)上平臺在空間內(nèi)六自由度的運動。設置好平臺位移、姿態(tài)的波形、幅度、頻率等參數(shù)后，傳輸給運動控制計算機，運動控制計算機通過實時運動學解算得出作動器運動量并生成控制指令，驅動伺服系統(tǒng)運動實現(xiàn)所期望的運動姿態(tài)。同時，伺服控制單元實時采集作動器的位移、速度等參數(shù)，實現(xiàn)運動實驗臺的監(jiān)測與保護，并對各種信息進行顯示。

液化裝置分為換熱撬、冷劑壓縮橇和原料氣壓縮3個小撬，每個撬內(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，晃動實驗時，換熱撬放置于實驗平臺上，并按照重量平衡的原則合理布置[28-29]。天然氣液化實驗裝置如圖4所示。在海上液化系統(tǒng)中，氣相流體受船體晃動影響較小，晃動對氣體的影響可以忽略不計，因此原料氣、預冷及深冷壓縮模塊位于平臺的下方。對液化流程中的主要設備——繞管式換熱器進行晃動實驗。實驗中采用開封空分集團制造的繞管式換熱器，換熱器的換熱管總長度為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裝置中通過對壓縮機、冷劑節(jié)流以及LNG節(jié)流的控制實現(xiàn)流程的調(diào)整。通過配置ABB變頻器，可以控制電機轉速，實現(xiàn)壓縮機出口壓力、流量的同步調(diào)節(jié)，通過調(diào)節(jié)壓縮機旁通回流管線上的氣動閥來調(diào)節(jié)壓縮機入口壓力；預冷冷劑一級節(jié)流采用以預冷冷劑出換熱器溫度為主環(huán)、一級節(jié)流前流量為副環(huán)的串級控制，二級節(jié)流采用以預冷冷劑二級節(jié)流前溫度為主環(huán)、二級節(jié)流前流量為副環(huán)的串級控制；深冷冷劑一級節(jié)流采用以深冷分離器液位為主環(huán)、一級節(jié)流前流量為副環(huán)的串級控制，深冷冷劑二級節(jié)流采用以二級節(jié)流前溫度為主環(huán)、二級節(jié)流前流量為副環(huán)的串級控制；LNG的節(jié)流采用以節(jié)流前溫度為主環(huán)、進冷箱原料氣流量為副環(huán)的串級控制。

繞管式換熱器重心高，作為液化工藝的主要設備，實驗過程中換熱器內(nèi)有原料氣和混合冷劑多種低溫流體流動，晃動過程中若發(fā)生位移會導致配管連接松動，造成安全事故，因此需要對繞管式換熱器的安裝固定進行加強。針對繞管式換熱器外形尺寸的特點，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，確保繞管式換熱器的固定強度。為了防止實驗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，確保安全?？紤]到換熱撬需進行不同工況的晃動實驗，晃動平臺與原料氣撬應采用軟管連接，平臺實物如圖5所示。

1.3 實驗測試方案及實驗工況

為了評估某一段換熱區(qū)域的綜合換熱情況，可以測量多個典型位置的傳熱系數(shù)來綜合評估，本實驗方案的設計測點如下。

液化段測點位置：液化段針對每一股流體設置3個傳熱系數(shù)測點，測點位置分別為：進口、中間、出口。需要說明的是進口測點離進口在20 cm以上，以防止入口效應對測量的影響，出口測點離出口的距離可適當減小，但在10 cm以上，以防止出口效應的影響。

深冷段測點位置：深冷段針對每一股流體設置兩個傳熱系數(shù)測點，因為其換熱段比液化段短，所以測點減少一個；其位置分別為：進口、出口。和液化段相似，進口測點離進口在20 cm以上，以防止入口效應對測量的影響，出口測點離出口的距離可適當減小，但在10 cm以上，以防止出口效應的影響。

為對比不同晃動形式下繞管換熱器受影響大小，制定實驗方案如表1所示。

表1 實驗方案

2 實驗分析

繞管換熱器屬于深冷段，開車前期由于預冷段沒有達到設計值，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，但冷劑流量沒有達到設計值，導致繞管換熱器頂部分配器工作性能不佳，換熱器殼側存在偏流，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，繞管換熱器恢復正常運行；停車時隨著負荷的降低，需要排出部分深冷冷劑，防止復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的工況實驗時長共20 min，實驗前10 min和實驗后10 min平臺靜止，作為實驗對比。工況的模擬用晃動平臺繞軸旋轉實現(xiàn)，在模擬過程中始終保持實驗裝置的穩(wěn)定運行，原料氣的負荷、節(jié)流閥開度以及壓縮機的頻率等參數(shù)維持穩(wěn)定。

如圖6、圖7所示，液相節(jié)流前后壓力波動趨勢與平臺運動位移趨勢一致，趨勢為正弦曲線，變化周期為10 s，其中，節(jié)流前二次壓力波動值為0.1439 MPa，波動幅度為10.77%，液相節(jié)流后二次壓力波動值為0.0025 MPa，波動幅度為1.23%，這是因為裝置在晃動工況條件下，速度為0 m·s-1時，角加速度較大，對管道內(nèi)的液相深冷冷劑產(chǎn)生一個較大的力；速度最大時，加速度為0 m·s-2，對管道內(nèi)液相冷劑的力為0；向相反方向運動時，對管道內(nèi)液相冷劑的作用力為負。

深冷冷劑的總流量晃動時明顯增加，平均值增加了3.21%；氣相進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%，氣相進出繞管前后壓差波動與深冷流量波動趨勢一致；晃動條件下節(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)流量和壓差的波動是由于繞管管程較長，受晃動影響較大而引起的。

從圖8中可以看出，實驗工況時深冷冷劑進出繞管溫度對實驗工況較為敏感，溫差均有小幅度減小，其中，深冷液相（熱流）進出繞管溫差實驗時降低了1.584℃，降低幅度為1.914%；深冷液相（冷流）進出繞管溫差實驗時降低了0.839℃，降低幅度為1.102%，有明顯降低；深冷氣相（冷流）進出繞管溫差實驗時降低了1.81℃，降低幅度為2.01%，變化明顯。這是由于平臺晃動周期較長，受重力影響，晃動平臺上的繞管式換熱器內(nèi)液體的均布受到影響，溫度場不再以換熱器的中心線為對稱軸對稱，冷熱流體換熱不充分，使繞管式換熱器的換熱效果變差。同時由于晃動加快D1503緩沖罐里的液體蒸發(fā)，進入繞管式換熱器的流體的氣液比增大，作為熱流進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工況對于預冷冷劑、深冷冷劑以及原料氣流動有促進作用，流量有所增加，其中深冷冷劑流量增加較多（增加6.5%），對原料氣節(jié)流后溫度無明顯影響。同時使繞管式換熱器的換熱效果變差，分離罐內(nèi)液體的波動加劇，但是對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的工況實驗時間及操作條件同上。

由圖9、圖10可以發(fā)現(xiàn)，實驗時繞管式換熱器中液相節(jié)流前后壓力波動趨勢與平臺運動位移趨勢一致，趨勢為正弦曲線，變化周期為10 s，其中節(jié)流前二次壓力波動值為0.06 MPa，波動幅度為3.02%，液相節(jié)流后二次壓力波動值為0.009 MPa，波動幅度為6.98%。這是因為裝置晃動工況條件下，角加速度較大時，對管道內(nèi)的液相深冷冷劑產(chǎn)生一個較大的力；速度最大時，對管道內(nèi)液相冷劑的力為0；向相反方向運動時，對管道內(nèi)液相冷劑的作用力為負。

深冷冷劑的總流量晃動時明顯增加，平均值增加0.017 kg·h-1，增加了0.11%；氣相進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%，氣相進出繞管前后壓差波動與深冷流量波動趨勢一致。深冷繞管內(nèi)流量和壓差的波動同樣是由于繞管管程較長，受晃動影響較大而引起的。

從圖11中可以看出，實驗工況時深冷冷劑進出繞管溫度對實驗工況較為敏感，溫差均有小幅度減小。其中深冷液相（熱流）進出繞管溫差實驗時降低了0.55℃，降低幅度為1.26%；深冷氣相（冷流）進出繞管溫差實驗時降低了0.36℃，降低幅度為4%，變化明顯。同樣是由于平臺晃動時，受重力影響，晃動平臺上的繞管式換熱器內(nèi)液體的均布受到影響，溫度場不再以換熱器的中心線為對稱軸對稱，冷熱流體換熱不充分，使繞管式換熱器的換熱效果變差。同時由于晃動加快D1503緩沖罐里的液體蒸發(fā)，進入繞管式換熱器的流體的氣液比增大，作為熱流進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工況對于預冷冷劑、深冷冷劑以及原料氣流動有促進作用，流量有所增加，其中深冷冷劑流量增加較多（增加0.11%）。同時使繞管式換熱器的換熱效果變差，分離罐內(nèi)液體的波動加劇，板翅式換熱器的換熱效果降低。

2.3 傾斜5°工況分析

橫向傾斜工況的時長和操作條件與搖動一致。實驗時，平臺沿方向傾斜，前后10 min為靜止對比時間，中間20 min進行傾斜實驗。

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%。波動周期與平臺晃動周期基本一致。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)溫度在平臺傾斜時略有升高，壓力二次波動明顯，與平臺周期一致，平均值有上升。這是由于平臺傾斜時換熱器內(nèi)流體的均布受到嚴重影響，冷熱流體分布不均勻，換熱不充分，導致?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)，物流的進出換熱器溫差是衡量繞管式換熱器性能的一個重要參數(shù)，換熱溫差越大，說明經(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)物流的進出繞管換熱溫差在實驗中有減小的趨勢，其中原料氣進出繞管溫差平均值減小了1.459%，深冷液相熱流進出繞管溫差平均值減小了1.904%，深冷液相冷流進出繞管溫差平均值減小了7.86%，深冷氣相冷流進出繞管溫差降低了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 晃動實驗結果對比

進行橫搖7°周期20 s和縱搖5°周期20 s的實驗，與上述橫搖5°周期10 s以及縱搖5°周期10 s對比?？梢园l(fā)現(xiàn)，傾斜和晃動均會影響換熱器的均布造成換熱器換熱不充分，換熱效果降低。關鍵參數(shù)的變化情況如表2所示。

表2 關鍵參數(shù)變化

從表2數(shù)據(jù)中可以看出，換熱器晃動和傾斜會造成換熱器內(nèi)壓力升高，溫差降低，其中傾斜工況對系統(tǒng)影響最大，橫搖次之，縱搖最小。對換熱器的換熱效果進行評估，換熱計算采用對數(shù)平均溫差法[30-31]，把傳熱系數(shù)認為是常量，傳熱面積均勻分布，把二者乘積看作換熱器的熱導，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分別為殼側流體入口、出口溫度，℃；1、2分別為管側流體入口、出口溫度，℃。

橫搖和縱搖工況實驗時間為20 min，傾斜工況實驗時間為15 min，作出值隨時間變化如圖15所示。

通過數(shù)據(jù)分析可知，3種工況下傾斜工況實驗時值降低了16.5%，橫搖工況實驗時降低了12.6%，縱搖工況下降低了7.9%?？梢园l(fā)現(xiàn)，在海上發(fā)生傾斜、橫搖以及縱搖工況時，均會影響換熱器內(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。對比可以發(fā)現(xiàn)，傾斜對換熱器影響最大，橫搖次之，縱搖影響最小。換熱器受晃動影響的程度受到晃動方向和FLNG中設備的安裝方向耦合影響。繞管式換熱器換熱效果傾斜時影響最大，這是由于換熱器傾斜時降膜流動受到嚴重影響；受橫搖影響比縱搖大，這是由于橫搖時管道內(nèi)流體運動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 論

根據(jù)晃動實驗內(nèi)容，可以得到以下結論。

（1）實驗裝置晃動時，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出口溫差變化幅度最小，深冷氣相冷流進出繞管溫差受晃動影響最大。

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

（4）實驗結果表明晃蕩對繞管式換熱器影響較大，需要后期對均布器等結構優(yōu)化來提高其抗晃蕩性。

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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。

國家高技術研究發(fā)展計劃項目（2013AA09A216）；國家自然科學基金項目(51504278)；山東省優(yōu)秀中青年科學家科研獎勵基金項目(BS2014ZZ009)；中央高校基本科研業(yè)務費專項資金(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).