中国海洋石油集团有限公司技术专家陈杰：中国大型LNG/FLNG绕管换热器研发进展与工业化应用

引用

陈 杰.中国大型LNG/FLNG绕管换热器研发进展与工业化应用[J].中国海上油气,2023,35(2):168-183.

CHEN Jie.Research progress and industrial application of China’s large-scale LNG/FLNG coil-wound heat exchanger[J].China Offshore Oil and Gas,2023,35(2):168-183.

作者信息

陈 杰 ^1,2

^{(1. 中海石油气电集团有限责任公司 北京 100028; 2. 中海石油气电集团澳大利亚投资控股有限公司 澳大利亚布里斯班 12050 )}

^{作者简介: 陈杰,男,教授级高级工程师,中国海洋石油集团有限公司技术专家、中海石油气电集团有限责任公司首席液化专家、全球LNG世界大会PC Member、壳牌QGC高级副总裁,长期从事大型天然气液化和LNG/FLNG绕管换热器等关键技术攻关和工业化应用方面研究。地址:北京市朝阳区太阳宫南街6号院C座(邮编:100028)。E-mail:.cn。}

摘要

大型LNG/FLNG绕管换热器是FLNG和大型LNG生产建设的核心装备,技术门槛高,长期由美国APCI和德国Linde公司垄断。本文全面回顾了中国在大型LNG/FLNG绕管换热器研发和工业化应用方面的最新进展,主要包括:①构建了适用于烷烃工质冷凝与沸腾流动的高精度数值模拟方法,提升了数值计算的准确性和稳定性,数值模拟结果与实验数据相对误差在±20%以内; 揭示了晃动及结构参数对烷烃工质复杂相变流动传热的影响机制,建立了烷烃工质复杂相变流型转换准则与分流型的流动换热关联式; 开发了具有自主知识产权的大型LNG/FLNG绕管换热器仿真设计软件,其仿真结果与现场运行数据平均相对误差小于5%。②研制了300 m以上超长无缝换热铝合金管及3种适用于LNG/FLNG绕管换热器的新型均布器,形成了基于铝换热管的大型LNG/FLNG绕管换热器结构优化设计技术,开发出了中国首套全铝制30万m ³ /d LNG/FLNG绕管换热器,通过了CCS认证,并制定了相关企业标准。③搭建了全球首个LNG/FLNG绕管换热器工业化测试平台,完成了首套全铝制30万m ³ /d LNG/FLNG绕管换热器静止和晃荡工业化应用测试,结果表明国产LNG/FLNG绕管换热器在换热等方面性能良好。相关研究成果为未来自主设计和建造大型LNG/FLNG绕管换热器奠定了基础。

关键词： 南海;LNG;FLNG;绕管换热器;低温试验和模拟;冷凝与沸腾流动;相变流型转换准则;流动换热关联式;仿真设计软件;铝换热管;工业化测试平台

引言

南海深水区天然气资源丰富,是中国21世纪油气开发的主战场,但该区气田相对分散,若采用传统的“生产平台+长距离海底管道”模式开采,会带来高投资、高风险、高难度的问题。浮式液化天然气生产储卸装置(FLNG)是中国南海深水天然气开发的必由之路。液化技术是天然气产业的核心技术。目前,全球大型FLNG(SHELL Prelude、Petronas PFLNG1、2以及ENI Coral South FLNG)的液化专利技术全部采用大型FLNG绕管换热器 ^[1] 。在LNG(液化天然气)液化技术方面,包括亚马尔、北极2在内的全球90%以上大型陆上LNG工厂液化专利技术采用大型LNG绕管换热器。

大型绕管换热器技术门槛极高,目前由美国APCI和德国Linde垄断,且与其大型液化专利技术捆绑,价格昂贵,在南海政治敏感区域可获得性微乎其微,仅有的俄境内ARCTIC LNG 2/YAMAL LNG 正面临西方关键设备技术撤退困境。大型LNG/FLNG液化工艺和绕管换热器已成为西方控制全球海陆LNG生产的核心技术利器。国家能源局于2010年先后组织了中国海油、中国石油对伊朗北帕斯、南帕斯LNG项目、俄罗斯LNG项目开发国产大型天然气液化技术,但由于缺少大型LNG绕管换热器,国产化单线能力止步于260万t/a。单个板翅换热器换热面积有限,设计压力小于10 MPa,温变速度受限,泄漏为外泄漏,用于百万吨级LNG/FLNG装置需要数十台甚至上百台板翅换热器串并联,从而带来了多相流均布、占地大和可靠性差等问题,不适用于FLNG。而大型LNG/FLNG绕管换热器具有可靠性强、占地小、负荷弹性大等诸多优点,在解决了海洋晃荡工况下壳侧两相流均布问题后,更加适用于FLNG。大型LNG/FLNG绕管换热器更加适用于当前主流的混合冷剂液化工艺。

开发大型LNG/FLNG绕管换热器面临以下技术挑战:①基于大型绕管换热器的大型液化工艺; ②复杂流动的热力计算:管外混合冷剂蒸发吸热与管内流体冷凝流动放热的逆流耦合,沿程流动过程中流型不断变化,对于FLNG绕管换热器还存在壳侧顶部两相流受晃荡影响带来的两相流均布问题; ③机械设计制造:结构巨大且复杂、大温变应力变形等因素增加了设计制造难度,对于FLNG绕管换热器还存在周期性海洋晃荡带来的管束磨损与机械疲劳问题; ④核心部件:300～500 m以上超长无缝换热铝管制造(目前美国APCI、德国Linde的换热铝管是独家定制或专供)。针对上述四大挑战,本文全面综述中国在大型LNG/FLNG绕管换热器国产化研发与工业化应用方面的成果,以期为相关装置的进一步研发及应用提供借鉴。

1 LNG/FLNG绕管换热器复杂流动传热规律揭示和设计仿真技术

在大型LNG/FLNG绕管换热器内部( 图1 ),高压气相混合冷剂和高压气态天然气(超临界或亚临界)由管内向上螺旋流动,不断降温冷凝,最终从顶部流出; 而低温气液两相混合冷剂(N ₂ ,C ₁ -C ₅ 烷烃工质)顶部喷淋在换热管外壁上,在向下流动过程中,不断吸收管内天然气等热流的热量,不断沸腾汽化,最终从底部流出。可见,在绕管换热器壳/管侧中,出现了极为复杂的烷烃工质相变流动,随着干度的变化发生流型转变,流动换热的内在机制也随之变化。

图1 绕管换热器内烷烃工质复杂相变流动过程

为了实现中国未来对LNG/FLNG绕管换热器国产化的重大需求,亟需针对绕管换热器的运行工况和结构参数,开展静止及晃荡条件下绕管换热器管侧/壳侧两相换热和压降特性研究,总结管侧/壳侧流型分布特征与转换规律,掌握管侧/壳侧烷烃工质热质传递机理,提出基于流型的管侧/壳侧烷烃工质复杂相变流动换热关联式,开发高效、快速、稳定的LNG/FLNG绕管换热器优化设计方法与仿真软件。

1.1 混合工质冷凝、沸腾流动高精度模拟方法

在绕管换热器管侧/壳侧,烷烃混合工质出现冷凝和沸腾流动,但由于低温运行工况及复杂缠绕结构等问题,采用大量实验进行研究是不现实的。 因此,亟需通过成本较低的计算流体力学(CFD)方法来探究绕管换热器内烷烃工质复杂流动换热规律。

1.1.1 管侧烷烃工质冷凝流动高精度数值模拟

对于管侧流动研究,目前主要针对水、R134a等流动工质 ^[2-3] 。 现有传统数值方法采用VOF两相流模型与k-ε两方程湍流模型,且相变模型以Lee模型为主,其中时间松弛系数的取值主要靠经验。 因此,传统数值方法无法准确地模拟界面湍流各向异性的环状流,相关结果与实验数据或关联式相对误差在±30%以上 ^[2-3] 。 针对上述问题,需从流动过程和机理出发,构建适用于管侧烃类工质冷凝流动换热的高精度数值模拟方法。

项目研发团队从4个方面开展了相关研究:①湍流模型 ^[4-5] :相较k-ε两方程湍流模型,雷诺应力湍流模型(RSM)可获得气液界面的各向异性特性和湍流惯性力,分析了基于RSM湍流模型可准确模拟出环状流的内在机制。 ②相变模型 ^[4-6] :通过建立潜热份额和饱和温度与时间松弛系数的关联式,分析了Lee相变模型中时间松弛系数的取值合理性。 ③气液界面速度梯度修正 ^[4-5] :k-ε两方程湍流模型获得的气液相界面处的速度梯度难以获得较大的值,导致实际的气液速度滑移越大,计算的气液界面速度梯度偏差也越大。 因此,在RSM模型中的压力应变项采用Linear Pressure-Strain(线性压力应变)模型,考虑在ε方程中添加界面阻尼源项,并提出了一个新的阻尼系数计算式。 ④夹带效应 ^[4-5] :液膜中的一部分液体以液滴的形式进入气相,以雾状的形式随气相一同向前流动。 为了充分考虑这一气液夹带效应,采用Ishii等 ^[7] 提出的夹带率计算公式,并在入口设定合适的边界条件来实现夹带作用。 ⑤混合工质冷凝流动换热系数计算:采用修正的Silver法 ^[8] 来修正烷烃工质的混合效应对冷凝换热的影响。

在上述研究基础上,开展了管侧烃类工质冷凝流动换热数值模拟,与Neeraas等人的实验结果 ^[9] 进行了对比:无论是定性的趋势还是定量的数值,丙烷工况的换热系数模拟值都与实验值吻合较好,相对误差基本在±20%以内,平均相对误差为8.4%; 摩擦压降模拟值与实验值也吻合较好,高压下的相对误差在±15%以内,平均相对误差为4%( 图2 )。可见,所构建的烷烃工质冷凝流动数值模拟方法是可靠的。乙烷/丙烷工况的换热系数、摩擦压降随干度变化的总趋势以及数值均与实验数据吻合较好; 在整个干度范围内,换热系数模拟值与实验值的相对误差均在±20%以内,平均相对误差为-0.76%; 摩擦压降模拟与实验值的相对误差均在±15%以内,平均相对误差为4.5%( 图3 )。以上结果表明,所提出的CFD法与Silver修正方法相结合的烷烃混合工质冷凝流动换热系数计算方法是可行的。

图2 丙烷高压工况换热系数和摩擦压降模拟结果与Neeraas[9]实验数据的比较

图3 考虑混合影响的乙烷/丙烷混合物换热系数和摩擦压降模拟结果与Neeraas[9]实验数据的比较(p=3.2 MPa,G=300 kg/(m2·s))

开展了管侧混合冷剂冷凝流型数值模拟 ^[10] ,结果表明:预冷段和液化段轻烃混合冷剂的冷凝流型主要有雾状流、环状流和分层流,流速越大环状流占的比重越大。 构建了晃动条件下管侧烷烃工质冷凝流动数值计算模型,开展了不同晃动模式下的流动换热特性研究 ^[11-12] 。 结果表明:晃动引起的换热和压降波动均随晃动幅度及饱和压力的增加、晃动周期和质量流率及干度的减小而增加,且换热波动比压降波动更明显。 晃动对时均摩擦压降和换热系数的影响均随晃动幅度的增加和晃动周期的减小而增加,垂荡引起的流动减阻和换热强化最显著,横摇及纵摇相当。

1.1.2 壳侧烷烃工质沸腾流动高精度数值模拟

现有文献多针对规则结构(液舱、圆管等)内流体的流动换热开展数值研究,对绕管换热器壳侧烷烃工质沸腾流动数值研究偏少。在LNG绕管换热器壳侧,烷烃工质自上而下,在流动中沸腾吸热,是极其复杂的沸腾流动过程。与管侧缠绕管相比,壳侧多管束空间结构复杂,集中了换热器的主要热阻。可见,壳侧流动与换热性能的优劣对绕管换热器液化性能的影响更为显著。因此,亟需构建适用于壳侧烷烃工质沸腾流动高精度数值模拟方法。

项目研发团队针对2个方面开展相关研究:①壳侧降膜流 ^[13] :提出采用汽化当量法确定壳侧传质问题,通过汽化当量模拟得到壳侧烷烃工质的传质时间松弛参数; ②壳侧剪切流 ^[14] :考虑了相间传热传质以及相间作用力的综合影响,简化了蒸发热比的计算方法,理论推导获得了两流体热相变模型中离散相平均粒径的计算式,提出了壳侧动接触角模型对相间作用力的修正方法。

基于上述研究成果,针对壳侧多管束间烷烃工质沸腾流动中降膜流和剪切流,开展高精度数值模拟,并与项目研发团队的实验结果和Bennett关联式进行对比( 图4 ):壳侧的模拟结果与Bennett关联式 ^[15] 和实验结果相对误差较小,分别为±10%以内和±13%以内。充分说明所提出的壳侧烷烃工质沸腾流动中降膜流和剪切流的数值模拟方法是可行的,且具有较高计算精度。

图4 换热系数仿真结果与Bennett关联式和中国海油实验结果对比

构建了晃动下壳侧多管束间烷烃工质沸腾流动数值计算模型,开展了不同晃动模式下的流动换热特性研究 ^[16-17] 。结果表明:晃动使得壳侧流动与换热特性出现周期性变化,变化周期与晃动周期大致相同; 晃动幅度的影响程度大于晃荡周期的; 纵摇和垂荡运动的影响程度大于横摇运动的; 壳侧气相工质含量越高,对晃动的敏感性越低; 晃动会增强降膜流动中的相间作用,也会加快剪切流中壁面干涸的速度,导致流型转换提前发生。

1.2 流型转换准则

LNG/FLNG绕管换热器管/壳侧烷烃工质发生冷凝/沸腾流动,经历了复杂的流型转换过程。现有气液两相流流型是从有限的试验数据中得到的,但由于试验考虑因素有限,没有充分反映流型转变的内在机理,因此通用性受到限制。用不同的流型判断同一个工况可能得到不同的结论。因此,直接使用现有流型图或半理论判别式来判断绕管换热器管/壳侧流型是不可靠的。亟需开发适用于烷烃工质复杂流动的流型转换准则。

1.2.1 管侧烷烃工质冷凝流型转换

项目研发团队设计并搭建了具有可视化功能的缠绕管内烷烃工质低温冷凝流动实验系统( 图5 ,温度范围-160～40 ℃,流量范围0～800 kg/(m ² ·s),压力范围0～5 MPa) ^[18] ; 考虑到测试样件双层套管管内与外壁之间的温度梯度,提出了测试样件内管内壁温的测试方法。为进行流型可视化研究,在测试样件的进出口处安装有双层真空石英玻璃观察窗。观察窗的内径与实验用管内径相同,长度为300 mm。该观察窗具有承压高、保温性好、防止低温结霜等优点。

图5 管侧流动传热实验系统

实验研究了丙烷、甲烷/乙烷(摩尔比0.66/0.34) ^[18] 等烃类工质在螺旋管内冷凝的流型特征。观察到的流型主要有:塞状流、分层流、波状流、半环状流和环状流等。通过流型观察可以发现,流型受质量流量、压力和干度的影响。

由于管内强迫对流冷凝的液膜为湍流,其换热过程较为复杂,不同工况下气液界面的流动形态不同。气液界面受重力、黏性力、表面张力和剪切力的影响,使得冷凝流型难以确定。因此,将重力占主要控制力的塞状流和分层流划分为非环状流,将半环状流和环状流及出现的少量雾状流划分为环状流。从而提出了一条新的流型转换分界线 ^[19] ,用于区分环状流和非环状流( 图6 )。

图6 流型数据与新流型图的比较

1.2.2 壳侧烷烃工质沸腾流型转换

设计并搭建了具有可视化功能的壳侧管束间烷烃工质沸腾流动实验系统 ^[20] ( 图7 ,温度-160～-60 ℃,流量0～80 kg/(m ² ·s),干度0.2～0.9,压力0～0.3 Mpa,热流密度4～10 kW/m ² )。设计了5个具有不同层间距、管间距尺寸参数的测试样件,满足对不同结构尺寸LNG绕管换热器的研究需求。

图7 壳侧流动传热实验系统

图8 给出了不同配比的乙烷、丙烷混合介质在LNG绕管式换热器壳侧的两相流型分布 ^[21] 。在LNG绕管换热器壳侧,实验工况下出现的两相流流型有柱状降膜流、滴状降膜流、剪切流、雾状流和气相流。随干度增加,流型依次呈现柱状降膜流、滴状降膜流、剪切流、雾状流和气相流; 随质流密度的增加,剪切流的干度跨度增大,雾状流的干度跨度减小,柱状降膜流-滴状降膜流转化干度减小,滴状降膜流-剪切流转化干度减小,剪切流-雾状流转化干度增大。

LNG绕管换热器壳侧沸腾流动过程中的剪切作用与液相黏性作用分别用无量纲的气体流速U _g 、无量纲的液相雷诺数Re _l 表示。 图9 分别给出了柱状降膜流-剪切流流型转化工况点与剪切流-雾状流流型转化工况点在U _g 与Re _l 坐标系下的分布,根据流型转化点的分布特性,柱状降膜流-剪切流,剪切流-雾状流流型转化准则可采用U _g 、Re _l 与(G/G ₀ )函数表达,即

式(1)中:液相流雷诺数Re _l 由式(2)计算; 气相流速U _g 由式(3)计算; G ₀ 为基准质流密度,有G ₀ =40 kg/(m ² ·s); a ₁ ～a ₄ 为待定系数。

式(2)、(3)中:μ _l 为液相动力黏度,Pa·s; d为管内径,m; g为重力加速度,m/s ² ; ρ _g 、ρ _l 分别为气、液相密度,kg/m ³ ; 下标g、l分别表示气相、液相,后文同。

图8 不同乙烷、丙烷摩尔配比下的流型分布

图9 壳侧烷烃工质沸腾流型转化工况点分布

1.3 流动传热关联式

LNG绕管换热器内烷烃工质流动换热关联式是换热器的设计基础,对关联式的精度和可靠性有较高要求。针对已有管侧流动换热关联式模型的不足,提出了修正方法,并建立了适用于烷烃工质流动换热关联式。

1.3.1 管侧烷烃工质冷凝流动换热关联式

在低质量流率下,气相速度较低,流型主要以分层流和分层波状流形式存在。在此类流型中,由于管底部存在较厚的液池而产生较高的热阻。层状膜状冷凝主导着传热,对应较低的换热系数。在高质量流率下,气相速度增加,流动形式主要是间歇流或完全发展的环状流。

1)管侧冷凝压降关联式。

管侧烷烃工质冷凝压降计算采用Neeraas推荐 ^[9] 的修正Fuchs关联式 ^[21] 。该方法的基本思想是定义了一个摩擦压降两相增强因子 ^[21] :

式(4)中:(dp/dl) _tp 为两相摩擦压降,Pa/m; (dp/dl) _lo 为相同质量流量下液相的摩擦压降,Pa/m; (dp/dl) _go 为相同质量流量下气相的摩擦压降,Pa/m。

该方法的关键是计算两相增强因子φ,Fuchs通过对实验曲线的分析,认为φ是下列参数的函数 ^[21] :

Fuchs的实验数据显示,φ主要受干度x的影响,Fr与ρ _l /ρ _g 对φ的影响相对较小。因此,Fuchs提出以主参数为x,系数由Fr(Froude数)和ρ _l /ρ _g 组成的多项式形式来计算φ ^[21] ,即

式(6)中:C _i 为拟合系数。

Neeraas ^[8] 通过实验表明Fuchs关联式较适用于低压工况,高压工况误差增加。因此基于实验数据对该关联式进行了修正,在 的计算式上乘以一个修正系数 ^[9] ,即

Fuchs ^[21] 并未给出C _i (Fr,ρ _l /ρ _g )的具体形式,只给出了实验曲线。因此,假定C _i (Fr,ρ _l /ρ _g )为指数形式:

式(8)中:a _i 、b _i 、c _i 分别为拟合系数。

通过将修正的Fuchs关联式与文献实验数据 ^[9] 进行对比( 图 10 ),可以看出,基于修正的Fuchs关联式很好地预测了缠绕管内丙烷冷凝流动摩擦压降。

图 10  基于修正Fuchs关联式得到的丙烷在14 mm螺旋管内冷凝摩擦压降与Neeraas[9]实验数据的比较( p=1.2 MPa)

2)基于流型的管侧冷凝换热关联式。

对于非环状流的冷凝换热关联式可采用Shah关联式 ^[22] 的形式:

式(9)中:h为非环状流的冷凝对流换热系数,W/(m ² ·K); a ₁ ～a ₈ 为拟合系数; Re _lo 为折算液相雷诺数,无量纲; Pr _l  为液相普朗特数,无量纲; p _r 为对比压力,无量纲; λ为导热系数,W/(m·K)。

采用非环状流下对应的冷凝换热系数进行数据拟合,并考虑管道弯曲的影响对该换热系数进行修正,即:

非环状流(We≤30.07X ^0.63 _tt ):

式(10)中:R为弯管的曲率半径,m。

同样,对于环状流下的冷凝换热关联式,通常用剪切力模型表示。在剪切力模型中,较薄的液膜湿润了壁面,蒸汽气核在管中心快速移动。通过与现有关联式进行对比,发现Chen关联式 ^[23] 预测值与换热数据偏差最小,因此,采用Chen关联式的形式:

式(11)中:b ₁ ～b ₆ 为拟合系数; μ _g 为气相动力黏度,Pa·s。

采用环状流下对应的冷凝换热系数进行数据拟合,并考虑管道弯曲的影响对该换热系数进行修正,即: 环状流(We>30.07X ):

将冷凝对流换热系数实验数据与关联式(11)和(12)的预测值进行对比( 图 11 ),可以看出,基于流型的关联式可以很好地预测非环状流与环状流下缠绕管内烷烃工质的冷凝换热系数。

图 11 缠绕管内烷烃工质冷凝流动中对流换热系数基于流型的关联式预测值与实验值对比

1.3.2 壳侧烷烃工质沸腾流动换热关联式

开展了丙烷、乙烷/丙烷混合工质在LNG绕管换热器壳侧沸腾流动实验研究,获得干度、质流密度、热流密度、管间距、层间距以及工质组分对传热与压降特性的影响规律,得到了LNG绕管换热器壳侧混合烷烃工质沸腾流动换热关联式。

1)基于流型的壳侧沸腾流动压降关联式。

LNG绕管换热器壳侧两相流压降关联式基于Martinelli压降模型 ^[24] 开发,通过对模型中C因子的修正来反映运行工况与结构尺寸对压降的影响 ^[20] ,即

式(13)～(15)中:ΔP _frict,tp 为LNG绕管换热器壳侧两相压降,Pa/m; φ _l 为两相摩擦因子; ΔP _frict,l 是液相流单独在通道流动时的摩擦压降,Pa/m; N是沿流动方向单位长度经过的管排数; f _l 是液相流的摩擦阻力因子,基于Blasius模型通过式(16)计算得到。

LNG绕管换热器壳侧两相流压降关联式开发的关键是确定C因子的表达形式。根据对压降特性的分析可知,壳侧两相流的摩擦压降主要受运行工况与结构尺寸的影响,其中运行工况的影响体现在液相黏性作用与气相剪切作用随运行工况变化对压降的影响,结构尺寸的影响体现在管间距尺寸与层间距尺寸变化对压降的影响。液相黏性作用、气相剪切作用分别用液相流雷诺数Re _l 、无量纲的液相流流速U _g 来表达。

验证工况:乙烷/丙烷摩尔配比为0:100～60:40、层间距直径比1.08～1.33、管间距直径比1.17～1.50、质流密度40～80 kg/(m ² ·s)、干度0.2～0.9。 图 12 给出了关联式的误差分布,可见该压降关联式具有高可靠性。

图 12 壳侧流动压降关联式预测值与实验结果的对比

2)基于流型的壳侧沸腾换热关联式。

在Chien和Tsai的传热关联式 ^[25] 的基础上,提出了新的关联式。该传热关联式能够反映运行工况变化、结构尺寸变化、烷烃介质物性与摩尔配比变化对LNG绕管换热器壳侧降膜流、剪切流传热的影响,得到适用于LNG绕管换热器壳侧降膜流、剪切流的传热关联式 ^[26-27] ,即

式(17)～(20)中:α为LNG绕管换热器壳侧传热系数,W/(m ² ·K); α _cv 是对流传热系数,通过经典的Chun和Seban关联式计算,W/(m ² ·K); α _nb 为沸腾传热系数,通过经典的Cooper关联式计算,W/(m ² ·K); E为对流传热项修正因子; S为沸腾传热项修正因子; λ _l 为液相热导率,W/(m ² ·K); 为液相运动黏度,m ² /s; p _crit 为临近压力,MPa; Rp为管子表面粗糙度,对于光管,粗糙度取值为1 μm; M为流体的摩尔质量,g/mol。

LNG绕管换热器壳侧雾状流的传热系数预测关联式如式(21)～(23)所示。

式(21)～(23)中:下角标trans是表示剪切与雾状流的转换; α _trans 为剪切流与雾状流流型转化干度对应工况的传热系数,W/(m ² ·K); x _trans 为剪切流与雾状流的流型转化干度; B _o 为沸腾数,无量纲; α _gas 为饱和气相对应工况的传热系数,W/(m ² ·K); Pt _long 管间距直径比; Pt _radi  层间距直径比; f _A 为结构尺寸修正因子; Nu _lam 、Nu _turb 分别为层流努塞尔特数、湍流努塞尔特数; D为壳侧缠绕管外径,m; λ _g 为气相导热系数,W/(m·K)。

通过理论研究,得到了LNG绕管换热器壳侧烷烃工质沸腾流动传热关联式。验证工况:乙烷/丙烷摩尔配比0:100～60:40、质流密度40～80 kg/(m ² ·s)、干度0.2～0.9、热流密度4～10 kW/m ² 、层间距直径1.08～1.33、管间距直径1.17～1.50。 图 13 给出了关联式的误差分布,可见该传热关联式具有高可靠性。

图 13 壳侧沸腾流动传热系数关联式预测结果与实验数据对比

1.4 仿真设计软件开发及验证

全球大型绕管换热器由美国APCI和德国Linde垄断,其优化设计方法严格保密,公开资料很少,且与液化工艺专利捆绑。为此,中国自主开发LNG绕管换热器仿真设计软件。在换热器工艺设计参数、物性等数据及计算已实现与 深度融合实时交互,传热/压降关联式以DLL模块封装载入,开发主程序标准调用接口连接DLL,增强软件扩展性。软件主要具有优化设计和仿真两大功能,软件基本输入界面( 图 14 )设计功能下,输入换热器进出口工艺参数,换热器层间距、列间距和中心筒外径,通过优化设计得出重量最低的换热器结构; 仿真功能下,输入换热器真实结构参数和入口工艺参数,通过仿真计算得出出口工艺参数,可以显示绕管换热器三维温度场,各管侧流路、壳侧温度和压降沿程变化。

图 14 LNG绕管换热器的仿真与设计软件输入界面

利用中国新疆某LNG工厂大型 LNG绕管换热器进出口工艺运行数据来验证自主设计仿真软件的准确性,该LNG工厂绕管换热器分预冷、液化和深冷三段。将软件对预冷、液化和深冷三段绕管换热器出口压力、温度、换热量的仿真结果和实际运行数据的对比,平均相对误差在±5%以内。说明所研发的软件仿真结果具有较高的可靠性。

2 大型LNG/FLNG绕管换热器设计制造技术

2.1 300 m以上超长换热铝管

全球大型LNG/FLNG绕管换热器最高可达60 m,直径达6 m,超长无缝换热铝管的应用将大幅降低设备重量,同时提高换热器的可靠性及换热效率,这对于FLNG绕管换热器尤为重要。

2.1.1 铝制换热管选型

通过铝换热管与铝管板连接进行拉脱试验和爆破试验,在满足拉脱强度、承压强度、焊接技术要求、管材耐腐蚀能力等方面要求的前提下,5系铝换热管性能最优。 而5049铝合金的可挤压好,更易于加工,成品率更高。 绕管换热器换热管的绕制采用冷加工方式,O状态更易于成型,为保证铝管的圆度,采用5049-O状态作为换热器的供货状态。

2.1.2 铝制换热管加工、检验

铝制换热管采用5049无缝挤压后经盘拉成型的方案,工艺路线如下:铸棒熔铸—铸棒均匀化—切割短棒—短棒表面机加工去除氧化皮—短棒加热—分流组合模具挤压坯管—坯管收盘—半成品盘拉—成品盘拉(在线涡流探伤)—成品接头去除—成品热处理—检验—包装入库。 换热管加工和检验符合GB、ASME、ASTM和DIN EN等相关标准,检验内容主要包括:铝管产品经外观尺寸、机械性能、化学成分、弯曲、扩口、压扁、低/高倍显微、在线涡流等各项检测。

所研制的300 m以上超长5049-O无缝换热铝合金管,最高设计压力10 MPa,爆破压力不低于40 MPa,最低设计温度-200 ℃,通过了国家容标委认证 ^[26-27] 。产品已成功应用于中国首套全铝制30万m ³ /d LNG绕管换热器样机( 图 15 )。

图 15 中国首套LNG/FLNG绕管换热器铝换热管绕制芯体

2.2 两相流均布器

由于大型绕管换热器直径大,壳程为两相流从上而下流动,容易出现流体偏流和分布不均的现象,严重时会影响换热和设备稳定运行,因此必须设置均布器以保证流体在壳程的均匀流动和换热。

通过理论研究和实验验证,研制了3种适用于LNG绕管换热器新型结构的均布器:盘式、环管式及圆盘式气液均布器 ^[28] ( 图 16 )。根据流量和气液比选用合适种类的均布器形式,并提出了LNG/FLNG绕管换热器用均布器设计准则。开发的均布器已在中国首套全铝制30万m ³ /d LNG绕管换热器工业化样机上得到应用,效果良好。

图 16 适用于LNG绕管换热器的新型结构均布器

2.3 绕管换热器结构优化设计及新标准制定

大型LNG/FLNG绕管换热器结构复杂、尺寸巨大,大温变应力变形,以及超长铝换热管的引入等因素增加了其设计制造难度。此外,FLNG绕管换热器还存在周期性海洋晃荡带来的管束磨损、机械疲劳等问题。APCI、Linde对于大型LNG/FLNG绕管换热器内部结构优化设计高度保密。

针对大型LNG/FLNG绕管换热器技术特征,主要针对铝制芯体和不锈钢中心筒、壳体的过渡技术、大型芯体及过渡段的固定技术、换热铝管与铝钢复合管板连接技术、中心筒优化设计技术以及晃荡工况下管束稳定性和疲劳问题开展了深入研究,提升了绕管换热器运行可靠性 ^[29] 。研制了中国首套LNG/FLNG绕管换热器( 图 17 ),该换热器为三级立式全铝结构,最大直径1.6 m,总高31 m,总质量24 t,设计天然气处理能力30万m ³ /d,设计温度-200～60 ℃,设计压力5.5 MPa。为海上天然气开发需要,该设备的设计制造标准满足中国船级社(CCS)要求,不仅能够用于陆上LNG工厂,也适用于海上FLNG项目。

图 17 中国首套LNG/FLNG绕管换热器

此外,由于APCI、Linde具有企业内部标准,但未见公开,国内绕管热交换器NBT10938-2022适用范围是奥氏体不锈钢绕管换热器,不能适用于大型LNG/FLNG绕管换热器。针对大型LNG/FLNG绕管换热器,项目研发团队制订和颁布了中国海油绕管换热器技术规范Q/HS 10017-2019 ^[30] ,以更好地为绕管热交换器的设计制造提供参考。

3 工业化应用测试

为了全方位验证自主研发的LNG/FLNG绕管换热器的性能,项目研发团队在山东德州LNG工厂搭建了目前全球首个LNG/FLNG绕管换热器工业化测试平台( 图 18 ),将中国首套30万m ³ /d绕管换热器冷箱模块与原板翅换热器冷箱并联。工业化运行测试时,将原板翅换热器冷箱关停隔离,形成一个基于LNG绕管换热器的单混合冷剂制冷循环(SMR)液化工艺系统。LNG绕管换热器冷箱模块搭载在设计载重160 t的双自由度摇摆台上,冷箱模块与外部管道间采用金属软管连接,可实现对晃动幅度±1°～5°,晃动周期10～20 s的海洋晃荡工况模拟运行测试。

图 18 FLNG绕管换热器工业化测试平台

30万m ³ /d绕管换热器包括预冷、液化和深冷换热器,换热器及其冷箱模块中布置高精度传感器148个,可涵盖换热器进出口温度、压力、流量等关键数据检测,在换热器内部不同绕管束高度的管壁处设置温度探头,以准确获取换热器内部管壁处流体温度沿程变化; 为了观察采用均布器后两相流均布效果,在每段换热器顶部设置视窗进行高速摄像。工业化应用测试包括不同生产负荷下的静态测试和晃荡测试(测试晃动幅度1°～3°,单自由度和两自由度,晃动周期10～20 s)下LNG绕管换热器性能测试,升降负荷和低负荷运行稳定性测试、停车再启测试、开停车过程中换热器冷热冲击等。

工业化应用测试结果及分析:①开停车运行测试:国产LNG/FLNG绕管换热器及SMR液化系统,在0～100%生产负荷范围内均能稳定运行,负荷升降过程中系统平稳易控; ②停车后,冷热态再启,系统稳定易控; 热态开车过程中系统降温速度未严格控制; 换热器经受数十次开停车冷热态冲击后机械可靠; ③国产LNG/FLNG绕管换热器换热性能测试:液化段换热器内部管壁外流体温度仿真值与实测值吻合良好,预冷、液化和深冷段换热器出口温度和换热量仿真与实际平均相对误差3.4%( 表1 ); ④流体均布效果和晃荡影响:两相流均布效果良好,晃荡对换热器进出口温度和压力基本没有影响,晃荡会引起冷剂分离罐液位波动,从而导致分离罐气相空间压力与晃荡同频波动。分析认为:一方面均布器起到了较好的均布效果; 另一方面,LNG/FLNG绕管换热器本体热容量巨大,能较好地抑制换热器出口流体的温度波动。

表1 LNG/FLNG绕管换热器性能预测结果与晃动条件下实测数据对比

4 总结与展望

本文全面总结了中国在LNG/FLNG绕管换热器的基础理论研究、实验与模拟研究、仿真设计软件、超长无缝换热铝管、两相均布器等关键技术方面的研究成果。包括:

1)构建了适用于烷烃工质冷凝与沸腾流动的高精度数值模拟方法,提升了数值计算准确性和稳定性; 揭示了晃动和结构参数对烷烃工质复杂相变流动传热的影响机制,建立了烷烃工质复杂相变流型转换准则与分流型的流动换热关联式; 开发了具有自主知识产权的大型LNG/FLNG绕管换热器仿真设计软件。

2)研制了300 m以上超长无缝换热铝合金管及3种适用于LNG/FLNG绕管换热器的新型均布器,形成了基于铝换热管的大型LNG/FLNG绕管换热器结构优化设计技术,开发出了中国首套全铝制30万m ³ /d LNG/FLNG绕管换热器,通过了CCS认证,并制定了相关企业标准。

3)搭建了全球首个LNG/FLNG绕管换热器工业化测试平台,完成了首套全铝制30万m ³ /d LNG/FLNG绕管换热器静止和晃荡工业化应用测试,结果表明国产LNG/FLNG绕管换热器在换热等方面性能良好。

上述研究成果已通过中国石油和化学工业联合会鉴定。展望未来,我们应加快推进自主大型天然气液化技术和大型LNG/FLNG绕管换热器在百万吨级/年及以上规模的实际LNG/FLNG上应用,并不断总结、改进和完善现有国产装备及技术,提高南海恶劣海况下国产大型LNG/FLNG绕管换热器的运行可靠性和效率。

（编辑:吕欢欢）

文章来源于《中国海上油气》2023年第2期

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