陳永東 于改革 閆永超 韓冰川 倪利剛

合肥通用機械研究院有限公司

0 引言

在液化天然氣（LNG）產(chǎn)業(yè)鏈中，氣化是集輸過程的重要環(huán)節(jié)，天然氣由超臨界壓力下的低溫流體變?yōu)槌R界流體。我國在沿海地區(qū)建設了多座液化天然氣接收站，以開架式氣化器（ORV）、中間流體氣化器（IFV）、浸沒燃燒式氣化器（SCV）為代表的基本負荷型氣化器相繼實現(xiàn)了國產(chǎn)化。隨著海洋天然氣開發(fā)力度的加大，浮式儲存與再氣化裝置（簡稱FSRU）兼具成本和靈活性的優(yōu)勢，既可以作為長期岸站靠泊使用，也可以作為季節(jié)調(diào)峰岸站使用，是全球通用型LNG進口一站式解決方案。IGU數(shù)據(jù)[1]顯示：2017—2023年，全球的浮式儲存與再氣化裝置的氣化能力將由80×106t/a上升到120×106t/a。截至2019年年底，全球共有35艘浮式儲存與再氣化裝置[2]。2020年3月30日，滬東中華造船集團有限公司為希臘船東建造的中國首艘FSRU如期出塢，但再氣化模塊的核心技術仍然控制在Wartsila Hamworthy的手里。基于印刷電路板式換熱器（PCHE）[3-7]的FSRU氣化技術研究成為突破模塊核心技術的焦點。

1 再氣化流程

本文參考文獻[8]介紹了兩種適用于FSRU中液化天然氣再氣化的流程，這兩種流程均以中間介質(zhì)為傳熱載體。第一種是采用丙烷為傳熱載體（圖1），LNG被多級離心式潛液泵（A1和A2）加壓到超臨界壓力，再輸送到采用印刷電路板式換熱器的氣化器（B）。在PCHE中，丙烷加熱LNG，使其溫度從低溫狀態(tài)上升至－20 ℃左右。PCHE通道的兩側，一側LNG由超臨界壓力下的低溫流體吸熱氣化，變?yōu)槌R界流體，另一側氣態(tài)丙烷冷凝放熱。然后，氣化后的超臨界天然氣進入管殼式換熱器（S&T）進一步過熱。PCHE另一側的丙烷在一個閉式回路中循環(huán)，從PCHE中冷凝的液態(tài)進入氣液分離器（H）中，由丙烷泵（E）輸送至兩臺半焊板式換熱器（G1和G2），在半焊板式換熱器中，液態(tài)丙烷被海水加熱氣化后進入PCHE作為熱載體。

第二種是采用乙二醇水溶液為傳熱載體（圖2），加壓到超臨界壓力的低溫LNG進入采用管殼式換熱器的氣化器（B）管程，從－155 ℃低溫狀態(tài)被加熱到10 ℃左右的超臨界狀態(tài)；乙二醇水溶液在管殼式換熱器的殼程流動，從90 ℃被冷卻到30 ℃左右。乙二醇水溶液在一個閉式回路中循環(huán)；從管殼式換熱器流出的乙二醇水溶液由循環(huán)泵（E）輸送至兩臺PCHE（G1和G2），在PCHE中，被蒸汽加熱到設定溫度后進入管殼式換熱器作為熱載體。除采用蒸汽加熱模式外，也可以采用海水/乙二醇、蒸汽/乙二醇復合加熱系統(tǒng)，可實現(xiàn)開式海水加熱、閉式蒸汽加熱、串聯(lián)式混合加熱等多種再氣化加熱模式。滬東中華造船集團有限公司建造的FSRU就是基于第二種再氣化流程。

表1 以丙烷為中間介質(zhì)的再氣化流程單橇模塊技術參數(shù)表

表2 以乙二醇水溶液為中間介質(zhì)的再氣化流程單橇模塊技術參數(shù)表

表1、2列出了兩種流程單橇模塊的典型技術參數(shù)。在兩個流程中，PCHE中各介質(zhì)的熱力學行為直接影響到再氣化能力[9]。選擇丙烷為中間介質(zhì)，建立天然氣再氣化流程PCHE傳熱與流動性能測試試驗裝置，研究其內(nèi)部的熱力學行為，對包含多相態(tài)換熱過程的PCHE換熱性能提出評價指標，并和試驗獲得的結果進行對比。

2 試驗介質(zhì)和試驗裝置

2.1 試驗介質(zhì)

PCHE兩側通道內(nèi)的介質(zhì)具有鮮明的特點：一側為液化天然氣，另外一側為丙烷。在天然氣由超臨界壓力下的低溫流體狀態(tài)變?yōu)槌R界流體狀態(tài)的過程中，其與丙烷側之間傳熱存在著傳熱強化和傳熱惡化兩種現(xiàn)象，主要是由于熱物性參數(shù)劇烈變化引起的，變物性的單相強制對流理論成為天然氣側換熱的控制機理[10]。由于天然氣易燃易爆，其儲存對環(huán)境要求較為嚴苛，且氣化器PCHE出口處于超臨界狀態(tài)的天然氣難以回收，將其液化回收需要額外增加一整套天然氣液化裝置，其造價高昂；直接排放時，對環(huán)境造成污染，且產(chǎn)生較大安全隱患。對于此情況，對比10.0 MPa天然氣和4.2 MPa超臨界氮發(fā)現(xiàn)：天然氣與液氮物性在試驗溫區(qū)范圍內(nèi)物性參數(shù)變化趨勢存在相似之處。因此，在針對LNG氣化器的前期研究階段，采用氮作為試驗工質(zhì)，通過深入研究氮側/丙烷側在PCHE中的多相流動傳熱過程，積累相關的理論與試驗基礎，供后續(xù)開展的基于天然氣側/丙烷側的再氣化流程中PCHE相關研究參考。圖3給出了10.0 MPa天然氣和4.2 MPa氮的主要熱物性參數(shù)對比結果。

2.2 試驗裝置

試驗裝置采用了合肥通用機械研究院超臨界壓力低溫氮氣化試驗臺（圖4）和混合冷劑試驗臺（圖5）[11]組合而成。其中氮氣化試驗臺提供4.2 MPa的超臨界壓力低溫氮進入PCHE的冷側通道，混合冷劑試驗臺可以供給多種混合烴（包括純烴）進入PCHE的熱側通道，并靈活調(diào)節(jié)流量、壓力和進口溫度等參數(shù)，模擬和替代FSRU中丙烷的循環(huán)過程。組合后的流程如圖6所示。

2.3 試驗樣機

試驗用PCHE樣機采用奧氏體不銹鋼材料擴散焊制成，超臨界流體側通道為Zigzag形，丙烷側通道為直通道（圖7），兩側通道截面均為半圓形。PCHE樣機的詳細參數(shù)如表3所示。

表3 PCHE樣機幾何特征參數(shù)表

3 試驗與結果分析

3.1 試驗程序

在混合工質(zhì)冷凝試驗平臺完成丙烷充裝后，按照以下順序進行超臨界低溫氮側—丙烷側的傳熱試驗。

1）丙烷側試驗系統(tǒng)緩慢升壓，經(jīng)過壓縮機增壓后的丙烷進入PCHE樣機；通過設置在PCHE樣機前的質(zhì)量流量計、壓力表及溫度表，監(jiān)測進入PCHE樣機的介質(zhì)參數(shù)；通過壓縮機后冷卻器調(diào)節(jié)PCHE樣機介質(zhì)的入口溫度。

2）達到所需試驗工況1.3 MPa要求的丙烷經(jīng)過試驗樣機與超臨界液氮充分換熱后經(jīng)過出口端的減壓閥減壓至0.8 MPa左右（通過設置在PCHE樣機出口端及減壓閥后段的溫度、壓力儀表監(jiān)測丙烷的相態(tài)），減壓后的丙烷經(jīng)過加熱器氣化后再進入壓縮機完成下一個試驗循環(huán)。

3）從儲罐抽出的液氮經(jīng)過液氮泵增壓后達到4.2 MPa成為超臨界低溫氮，進入試驗樣機的冷側，吸收丙烷冷凝放出的熱量后變?yōu)槌R界流體狀態(tài)氮；超臨界流體狀態(tài)氮經(jīng)過緩沖罐后直接排空。通過緩沖罐后調(diào)節(jié)閥開度的調(diào)整可以調(diào)節(jié)樣機冷側超臨界低溫氮的進口壓力。

4）固定丙烷側進口溫度、壓力、流量，依次調(diào)節(jié)液氮側質(zhì)量流量在某一范圍內(nèi)以10 kg/h為間隔逐漸變化，研究液氮側進口流速對總傳熱系數(shù)的影響規(guī)律，每個工況點穩(wěn)定30 min。

3.2 試驗結果

丙烷側進口溫度（T1in）的控制范圍是43±0.5 ℃，進口壓力（p1in）的控制范圍是1.3±0.05 MPa，質(zhì)量流量（M1）為180 kg/h。液氮側入口壓力（p2in）控制范圍是4.2±0.2 MPa，入口溫度（T2in）控制范圍是－168±2 ℃，流量（M2）從170～220 kg/h逐漸變化，測得的試驗數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 氮流量（進口流速）對總傳熱系數(shù)的影響表

3.3 印刷電路板式換熱器的熱設計

3.3.1 傳熱準則方程

3.3.1.1 液氮側

超臨界介質(zhì)在擬臨界區(qū)表現(xiàn)出的傳熱強化和傳熱惡化兩種現(xiàn)象相對的基準是經(jīng)典單相傳熱準則方程計算的結果。超臨界壓力下單相流體的管內(nèi)強制對流傳熱有兩類傳熱準則方程[12-13]：Dittus-Boelter關聯(lián)式或Gnielinski關聯(lián)式。其中，氮側擬臨界區(qū)起始點和終止點可按照本文參考文獻[12]基于二級相變理論確定，即表面張力消失點為擬臨界區(qū)的起始點，以Ehrenrest相變平衡方程確定擬臨界區(qū)終止點。對于擬臨界區(qū)域的超臨界流動，由于流體的熱物性參數(shù)隨溫度變化非常劇烈，直接采用Dittus-Boelter關聯(lián)式或Gnielinski關聯(lián)式無法準確計算此區(qū)域內(nèi)的傳熱系數(shù)[13]。因此，采用Krasnoshchekov等[14]提出的傳熱關聯(lián)式，其關聯(lián)式附加了式（1）～（5）中以壁面溫度和主流流體溫度為定性溫度的熱物性參數(shù)的修正項。在遠離擬臨界區(qū)的區(qū)域使用的是Gnielinski關聯(lián)式[15]。

式中Nu表示努塞爾數(shù)；Nu0表示主流流體努塞爾數(shù)；μ表示介質(zhì)動力黏度，Pa·s；λ表示介質(zhì)導熱系數(shù)，W/(m·K)；Cp表示介質(zhì)定壓比熱容，J/(kg·K)；Cpb為通道截面的平均定壓比熱容，J/(kg·K)；Re表示雷諾數(shù)；Pr表示普朗特數(shù)；f表示摩擦系數(shù)；i表示介質(zhì)比焓，J/kg；t表示溫度，℃；下標b表示為主流流體；下標w表示為壁面。

3.3.1.2 丙烷側

1）單相。丙烷進口的過熱單相氣、丙烷出口的過冷單相液相，在2 300≤Re≤5×106和0.5≤Pr≤2 000范圍內(nèi)時，采用經(jīng)典的單相準則方程Gnielinski關聯(lián)式[16]計算丙烷側膜傳熱系數(shù)。

2）兩相。Shah關聯(lián)式[17]基于67個不同試驗數(shù)據(jù)庫的136組試驗數(shù)據(jù)4 063個數(shù)據(jù)點，涵蓋不同截面形式通道內(nèi)干度范圍0～1的33種不同試驗工質(zhì)，具有普遍適用性。對于水平微通道內(nèi)的丙烷冷凝，根據(jù)WeGT和Jg兩個參數(shù)將冷凝過程中分為3個流型機制對應的區(qū)域，按照式（6）～（8）計算不同流型機制對應區(qū)域的冷凝膜傳熱系數(shù)為hⅠ、hⅡ、hⅢ。

WeGT＞100且Jg≥0.98(Z+0.263)－0.62時，

WeGT＞20且Jg≤0.95(1.254+2.27Z1.249)－1時，

除以上條件外，有

3.3.1.3 總傳熱系數(shù)的合成

考慮到PCHE冷熱兩側介質(zhì)流態(tài)相態(tài)的復雜變化，整個計算過程采用分段計算方法。每段（第i段）總傳熱系數(shù)按照式（9）計算：

式中δw表示冷熱流體間壁面厚度，m；hhot,i表示第i段丙烷的膜傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；hcold,i表示對應的第i段氮側的膜傳熱系數(shù)，W/(m2·K)。

3.3.2 表觀總傳熱系數(shù)

前人的研究主要聚焦于不同工質(zhì)單側的膜傳熱系數(shù)的預測上，但在工程實踐中表征出來的是換熱器的宏觀傳熱性能。應用于FSRU的PCHE中，冷熱兩側的相態(tài)、流態(tài)連續(xù)發(fā)生變化，需要一個合理的評價指標來衡量包含這些復雜過程的總傳熱性能。換熱器熱工性能和流體阻力特性通用測定方法在對某一換熱器進行試驗測定時，僅關注被測換熱器的總傳熱系數(shù)，并且只以進出口溫度計算對數(shù)平均溫差，不考慮試驗過程中兩側工質(zhì)的流態(tài)和相態(tài)的變化過程，因此試驗測得的是名義總傳熱系數(shù)。

針對這種情況，提出以換熱面積為權重的表觀總傳熱系數(shù)。表觀總傳熱系數(shù)按照式（10）計算：

式中U1A1、U2A2、U3A3分別表示丙烷過熱、丙烷兩相、丙烷過冷時對應總傳熱系數(shù)與面積的乘積，W/K；A表示測試樣機實際面積，m2。

3.4 試驗結果分析

以表4中所獲取試驗數(shù)據(jù)的兩側進口參數(shù)為輸入條件，分別計算丙烷過熱、兩相、過冷段的UA值，進而獲得表觀總傳熱系數(shù)。理論計算的表觀總傳熱系數(shù)與試驗測得的名義總傳熱系數(shù)對比如圖8所示。

從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，試驗測得的名義總傳熱系數(shù)隨著低溫側超臨界氮流量的提高而增大；采用換熱面積權重理論計算得出的表觀總傳熱系數(shù)也是隨液氮側流量（進口流速）的提高而增大，計算結果與試驗測量值趨勢相同，且偏保守。理論計算與試驗測量值偏差范圍在6%以內(nèi)。

4 結論

采用氮作為試驗工質(zhì)，通過深入研究氮側/丙烷側在PCHE中的多相流動傳熱過程，積累相關的理論與試驗基礎，為后續(xù)開展的基于天然氣側/丙烷側、超臨界低溫介質(zhì)側/乙二醇側再氣化流程PCHE相關試驗研究提供理論與試驗基礎。主要結論如下。

1）首次公布了超臨界低溫介質(zhì)和丙烷在PCHE內(nèi)的傳熱性能試驗數(shù)據(jù)，并探索了PCHE中超臨界低溫流體流量對總傳熱系數(shù)的影響規(guī)律；隨著超臨界低溫流體流量的增加，總傳熱系數(shù)值不斷升高。

2）提出了基于表觀總傳熱系數(shù)為評價指標的衡量PCHE內(nèi)多相態(tài)傳熱的總體效果。對試驗樣機不同流量的表觀總傳熱系數(shù)和試驗測得的名義總傳熱系數(shù)值進行了對比，兩者偏差在6%以內(nèi)，驗證了PCHE設計方法的正確性。