密曉光，陳杰，余思聰，丁超，胡海濤，丁國(guó)良*

（1-中海石油氣電集團(tuán)技術(shù)研發(fā)中心，北京 100028；2-上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海 200240）

0 引言

繞管式換熱器具有結(jié)構(gòu)緊湊、能實(shí)現(xiàn)多種介質(zhì)同時(shí)換熱、操作壓力高、熱膨脹可自行補(bǔ)償以及易于實(shí)現(xiàn)大型化的特點(diǎn)，被全球90%的大、中型陸基天然氣液化工廠選為主低溫?fù)Q熱器[1-4]。在LNG繞管式換熱器中，管側(cè)工質(zhì)為超臨界態(tài)的天然氣混合工質(zhì)，殼側(cè)工質(zhì)為兩相態(tài)的烷烴混合工質(zhì)[5-6]，如圖1所示。LNG繞管式換熱器殼側(cè)壓降是天然氣液化工藝流程設(shè)計(jì)的主要考慮因素，在不同的運(yùn)行工況和工質(zhì)組分下，LNG換熱器壓降特性有明顯不同[7]。因此，為了實(shí)現(xiàn)天然氣液化工藝流程設(shè)計(jì)，需要對(duì)兩相工質(zhì)在 LNG繞管式換熱器殼側(cè)壓降特性的影響因素進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。

已有關(guān)于LNG繞管式換熱器殼側(cè)壓降特性的研究主要集中在氣相流[8]。已有研究結(jié)果表明：在LNG繞管式換熱器殼側(cè)，對(duì)于甲烷/乙烷二元混合工質(zhì)，摩擦壓降的影響因素主要是雷諾數(shù)（Re），且摩擦壓降隨Re數(shù)的增加而增大[8]。

然而，對(duì)于實(shí)際的 LNG繞管式換熱器，殼側(cè)流體為兩相態(tài)的烷烴混合工質(zhì)[9-11]，從殼側(cè)進(jìn)口至出口，殼側(cè)流體的干度逐漸增加，變化范圍在0.2～0.9[6,12]，超出已有研究對(duì)應(yīng)的氣相流的工況范圍。由于工況上的巨大差異，已有研究的結(jié)論可能無(wú)法直接應(yīng)用于LNG繞管式換熱器。

本文的目的是通過(guò)對(duì)兩相態(tài)的烷烴混合工質(zhì)在LNG繞管式換熱器殼側(cè)壓降特性的實(shí)驗(yàn)研究，得到殼側(cè)兩相流壓降特性隨各影響因素的變化規(guī)律。

圖1 LNG繞管式換熱器流程示意

1 實(shí)驗(yàn)裝置與實(shí)驗(yàn)原理

實(shí)驗(yàn)裝置為壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)的閉式循環(huán)系統(tǒng)，原理圖如圖2所示[6]。該裝置由測(cè)試流路、輔助冷卻流路、旁通流路組成。

在測(cè)試流路中，壓縮機(jī)是驅(qū)動(dòng)設(shè)備，為了避免實(shí)驗(yàn)介質(zhì)與潤(rùn)滑油接觸，保證實(shí)驗(yàn)介質(zhì)的純度，本研究選用了變頻隔膜式壓縮機(jī)。實(shí)驗(yàn)介質(zhì)從壓縮機(jī)出口流出后，經(jīng)前置與后置板式換熱器冷卻至過(guò)冷液態(tài)，其中前置板換處的冷量由R22冷卻機(jī)組提供，后置板換處的冷量由液氮提供。隨后，實(shí)驗(yàn)介質(zhì)經(jīng)節(jié)流閥節(jié)流膨脹，流入前置電加熱器。在前置電加熱器內(nèi)，介質(zhì)會(huì)加熱至實(shí)驗(yàn)設(shè)定好的干度，隨后流入測(cè)試樣件實(shí)現(xiàn)壓降的測(cè)量。完成壓降測(cè)量后，實(shí)驗(yàn)介質(zhì)離開(kāi)測(cè)試樣件，經(jīng)后置電加熱器達(dá)到氣態(tài)后，流回壓縮機(jī)。

在測(cè)試流路中，后置板式換熱器的下游管線、后置電加熱器的下游管線上各布置有一個(gè)實(shí)驗(yàn)介質(zhì)取樣口，分別是取樣口#1、取樣口#2。這兩個(gè)取樣口均由支路管線、截止閥和堵心組成。當(dāng)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定后，從取樣口#1 和取樣口#2同時(shí)對(duì)實(shí)驗(yàn)工質(zhì)進(jìn)行取樣，并通過(guò)SHIMADZU GC-2010型氣相色譜儀對(duì)取樣樣本進(jìn)行色譜分析，當(dāng)從取樣口#1與取樣口#2 得到的樣本中的各組分摩爾分?jǐn)?shù)偏差均小于 1%時(shí)，認(rèn)為取樣口#1 與取樣口#2 的樣本具有一致性，表明實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定且取樣有效，并將兩個(gè)樣本相應(yīng)組分的摩爾分?jǐn)?shù)平均值作為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)內(nèi)實(shí)驗(yàn)工質(zhì)的摩爾分?jǐn)?shù)。

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置

2 測(cè)試樣件與實(shí)驗(yàn)工況

本研究選取LNG繞管式換熱器殼側(cè)的纏繞管束微元作為作為測(cè)試樣件。該測(cè)試樣件的管徑、管間距、螺旋升角等結(jié)構(gòu)參數(shù)的取值與實(shí)際LNG繞管式換熱器一致。按從上到下的空間順序，測(cè)試樣件分為均流穩(wěn)流段、測(cè)試段和觀察段三部分，如圖3所示。測(cè)試樣件的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如表1所示。

圖3 測(cè)試樣件示意圖

表1 測(cè)試樣件結(jié)構(gòu)尺寸

均流穩(wěn)流段是由兩層多孔均流板與10排管束，其作用是實(shí)現(xiàn)流體均勻分布與流型穩(wěn)定。

測(cè)試段是由 20排管束組成，其作用是實(shí)現(xiàn)對(duì)流體壓降的測(cè)量。在壓降測(cè)試段的進(jìn)出口布置有高精度的壓差變送器（精度0.2% FS），在該測(cè)試段的入口布置有高精度的壓力變送器（精度0.1% FS）用來(lái)測(cè)試流體的蒸發(fā)壓力。其中壓差測(cè)點(diǎn)與壓力測(cè)點(diǎn)的引壓管線均通過(guò)卡套接頭固定。

觀察段的作用是實(shí)現(xiàn)測(cè)試樣件內(nèi)流型的觀測(cè)。觀察段的可視化視窗采用帶真空夾層的雙層石英玻璃結(jié)構(gòu)，能夠阻止水汽接觸視鏡，有效地杜絕了低溫流體觀測(cè)中會(huì)出現(xiàn)的結(jié)霜問(wèn)題。

測(cè)試樣件整體采用氣凝膠絕熱層與瑪蹄脂防潮層的保冷方式。經(jīng)核算，測(cè)試樣件漏熱引起的實(shí)驗(yàn)介質(zhì)干度變化不超過(guò) 0.002，因此本實(shí)驗(yàn)屬于絕熱實(shí)驗(yàn)。

LNG繞管式換熱器殼側(cè)的介質(zhì)是烷烴類(lèi)混合介質(zhì)[10-11]。本文選用純丙烷、乙烷/丙烷二元混合工質(zhì)為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)，測(cè)試工況基于 LNG繞管式換熱器的殼側(cè)典型運(yùn)行工況選取[6,12]，如表2所示。

表2 實(shí)驗(yàn)工況

3 數(shù)據(jù)導(dǎo)出與誤差分析

本實(shí)驗(yàn)為絕熱實(shí)驗(yàn)，加速壓降可以忽略，因此殼側(cè)摩擦壓降可以由公式(1)計(jì)算得到，

式中：

ΔPfrict——摩擦壓降，Pa；

ΔPtotal——壓差變送器測(cè)量的總壓降，Pa；

ΔPgrav——重力壓降，Pa。

公式(1)中的重力壓降值ΔPgrav通過(guò)公式(2)計(jì)算得到。

式中：

ε——空泡系數(shù)，通過(guò)Xu模型計(jì)算得到[13]；

ρg——?dú)庀嗟拿芏龋琸g/m3；

ρl——液相的密度，kg/m3；

g——重力加速度，m/s2；

Hm——測(cè)試樣件內(nèi)測(cè)試段的高度，m。

本研究中涉及到的物性參數(shù)通過(guò) GERG-2004天然氣混合物物性模型計(jì)算得到[14]。

考慮實(shí)驗(yàn)儀表及設(shè)備的精度，根據(jù)參考文獻(xiàn)[15]的誤差分析方法，得出換熱系數(shù)的誤差小于±0.2%，具體如表3所示。

表3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)測(cè)量精度

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 運(yùn)行工況對(duì)壓降特性的影響

丙烷介質(zhì)、乙烷/丙烷二元混合介質(zhì)在LNG繞管式換熱器殼側(cè)的摩擦壓降如圖4所示。從圖中可以看出，摩擦壓降隨質(zhì)流密度和干度的增加而增大，且摩擦壓降的增長(zhǎng)梯度隨干度的增加而增大。

4.2 混合工質(zhì)組分對(duì)壓降特性的影響

為了分析混合工質(zhì)組分變化對(duì)摩擦壓降的影響，本研究定義了混合工質(zhì)摩擦壓降影響因子PF，表示為乙烷/丙烷二元混合工質(zhì)摩擦壓降與相同工況下純丙烷介質(zhì)摩擦壓降的比值，如公式(3)所示。

式中：

PF——混合工質(zhì)摩擦壓降影響因子；

ΔPpropane,frict——丙烷工質(zhì)的摩擦壓降，Pa；

ΔPethane/propane,frict——相同工況下乙烷/丙烷二元混合工質(zhì)的摩擦壓降，Pa。

圖4 純丙烷介質(zhì)與乙烷/丙烷混合介質(zhì)在LNG繞管式換熱器殼側(cè)的摩擦壓降（質(zhì)流密度：60 kg/(m2?s)）

圖5為不同乙烷/丙烷摩爾配比下PF因子值隨干度的變化情況。經(jīng)分析可以得到，在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，PF因子隨干度的增加而增大，其數(shù)值分布范圍在 0.83～1.41之間。乙烷/丙烷摩爾配比對(duì)PF因子值的影響為：當(dāng)干度小于0.4時(shí)，PF因子值小于 1.0，且隨乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加而減小，這表明乙烷/丙烷混合介質(zhì)摩擦壓降小于相同工況下純丙烷介質(zhì)的摩擦壓降，且隨著乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加，混合物的摩擦壓降逐漸降低，在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)乙烷/丙烷混合介質(zhì)的摩擦壓降比純丙烷介質(zhì)至多小17%；當(dāng)干度大于0.6時(shí)，PF因子的值大于1.0，且隨乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加而增大，這表明乙烷/丙烷混合介質(zhì)摩擦壓降大于相同工況下純丙烷介質(zhì)的摩擦壓降，且隨著乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加，混合物的摩擦壓降逐漸增大，在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)乙烷/丙烷混合介質(zhì)的摩擦壓降比純丙烷介質(zhì)至多大41%。造成上述現(xiàn)象的原因是：

1）當(dāng)干度小于0.4時(shí)，流體流速較慢，殼側(cè)兩相流體呈現(xiàn)出降膜流流型[6]，附著在管壁上的液膜主要在重力的作用下向下流動(dòng)，流體所受的摩擦力主要取決于管壁與液膜之間的粘性作用。隨著乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加，液相流的動(dòng)力粘度增加，導(dǎo)致摩擦壓降增大。

2）當(dāng)干度大于0.6時(shí)，流體流速加快，流型轉(zhuǎn)化至剪切流流型[6]，附著在管壁上的液膜主要在氣相剪切力的作用下向下流動(dòng)，流體所受的摩擦力主要取決于氣相流的流速。隨著乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加，氣相流的密度減小，引起氣相流流速的提升，導(dǎo)致摩擦壓降增大。

圖5 不同乙烷丙烷摩爾配比下PF因子隨干度的變化

4 結(jié)論

本文對(duì) LNG繞管式換熱器殼側(cè)兩相態(tài)烷烴混合工質(zhì)壓降特性的影響因素進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，得到如下結(jié)論：

1）殼側(cè)兩相流摩擦壓降隨質(zhì)流密度和干度的增加而增大，且壓降的增長(zhǎng)梯度隨干度的增加而增大；

2）在干度小于0.4的工況下，殼側(cè)兩相流摩擦壓降隨乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加而減?。?/p>

3）在干度大于0.6的工況下，殼側(cè)兩相流摩擦壓降隨乙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加而增大。

參考文獻(xiàn)：

[1] 浦暉, 陳杰. 繞管式換熱器在大型天然氣液化裝置中的應(yīng)用及國(guó)產(chǎn)化技術(shù)分析[J]. 制冷技術(shù), 2011, 31(3)：26-29.

[2] 李豐志, 于佳文, 鹿來(lái)運(yùn), 等. LNG繞管式換熱器管側(cè)流動(dòng)與傳熱實(shí)驗(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì)及驗(yàn)證[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 49(2)： 98-102.

[3] 李劍銳, 陳杰, 浦暉, 等. 繞管式換熱器殼側(cè)降膜流動(dòng)和相變傳熱的數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66： 40-49.

[4] 李劍銳, 陳杰, 浦暉, 等. 橫搖對(duì)水平管外制冷劑兩相降膜流動(dòng)換熱特性的影響分析[J]. 制冷技術(shù), 2016,36(5)： 20-23.

[5] 段鐘弟, 任滔, 丁國(guó)良, 等. 分相的多股流 LNG 繞管式換熱器動(dòng)態(tài)模型[J]. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66(S2)： 85-94.

[6] 丁超, 胡海濤, 丁國(guó)良, 等. 運(yùn)行工況對(duì)LNG繞管式換熱器殼側(cè)換熱特性的影響[J]. 化工學(xué)報(bào), 2017, 0(0)： 0-0.

[7] 王婷婷, 丁國(guó)良, 段鐘弟, 等. 基于仿真的 LNG 繞管式換熱器設(shè)計(jì)方法[J]. 制冷技術(shù), 2017, 37(3)： 12-17.

[8] NEERAAS B O, FREDHEIM A O, AUNAN B.Experimental shell-side heat transfer and pressure drop in gas flow for spiral-wound LNG heat exchanger[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2004,47(2)： 353-361.

[9] 吳志勇, 陳杰, 浦暉, 等. LNG繞管式換熱器殼側(cè)過(guò)熱態(tài)流動(dòng)的數(shù)值模擬[J]. 煤氣與熱力, 2014, 34(8)： 6-11.

[10] WANG T T, DING G L, DUAN Z D, et al. A distributed-parameter model for LNG spiral wound heat exchanger based on graph theory[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 81： 102-113.

[11] DUAN Z D, REN T, DING G L, et al. A dynamic model for FLNG spiral wound heat exchanger with multiple phase-change streams based on moving boundary method[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2016, 34： 657-669.

[12] FREDHEIM A, JORSTAD O, OWREN G, et al. Coil, a model for simulation of spiral wound LNG heat exchangers[C]// Nice： World Gas Conference, 2000.

[13] XU G, TSO C, TOU K. Hydrodynamics of two-phase flow in vertical up and down-flow across a horizontal tube bundle[J]. International Journal of Multiphase Flow,1998, 24(8)： 1317-1342.

[14] KUNZ O, WAGNER W. The GERG2004 Wide-range equation of state of natural gases and other mixtures[J].Journal of Chemical and Engineering Data, 2007, 57(11)：3032-3091.

[15] MOFFAT R J. Describing the uncertainties in experimental results[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 1988, 1(1)： 3-17.