双混合制冷剂液化工艺应用于海上FLNG的适应性模拟分析*

孙崇正 陈 杰 李玉星 曾伟平 朱建鲁 潘红宇

(1.中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院 山东青岛 266580；2.山东省油气储运安全重点实验室 山东青岛 266580； 3.中海石油气电集团有限责任公司技术研发中心 北京 100028)

双混合制冷剂液化工艺应用于海上FLNG的适应性模拟分析*

孙崇正1,2陈 杰3李玉星1,2曾伟平3朱建鲁1,2潘红宇1,2

(1.中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院 山东青岛 266580；2.山东省油气储运安全重点实验室 山东青岛 266580； 3.中海石油气电集团有限责任公司技术研发中心 北京 100028)

双混合制冷剂液化工艺(DMR)在海上FLNG应用时受到波浪晃荡的影响，分离器会出现分离不完全和换热器会存在换热不充分的现象，从而影响液化工艺的性能指标。通过建立DMR静态仿真模型，对分离器气相中重组分含量进行了敏感性分析，结果表明分离器气相中重组分含量的增加会降低DMR液化能力；在静态仿真模型的基础上，建立DMR动态仿真模型，针对我国近海海况进行了晃荡条件下分离器和换热器扰动敏感性分析，结果表明，分离器和换热器在晃荡条件下均会使DMR液化能力有所下降，但下降程度不足2%，说明DMR具有较好的海上适应性。本文研究成果可以为FLNG液化工艺、设备等方面提供理论基础，具有较强的理论和工程意义。

双混合制冷剂液化工艺；FLNG；晃荡；分离器；换热器；仿真模型模拟；敏感性分析

20世纪60年代末,混合冷剂制冷循环是由阶式制冷循环演变而来。混合冷剂制冷流程利用冷剂各组分的沸点不同，在流程中逐步冷凝，使整体流程温度连续变化，达到天然气液化所需温度[1]。Shell提出的双混合制冷剂液化工艺(Dual mixed refrigerant liquefaction process,DMR)包括深冷循环和预冷循环，其中深冷循环制冷剂为甲烷、乙烷、丙烷、丁烷和氮气的混合物，预冷循环制冷剂为乙烷和丙烷的混合物[2]。DMR具有比功耗低、液化规模较大等优点，目前已逐渐成为大型LNG液化工艺的主流。

随着海上气田的开发，FLNG所具有的生产、储存和装卸等功能以及投资低、建设周期短等优点使其成为海上LNG开发的首选设备。然而，DMR在FLNG应用时，受波浪晃荡的影响，分离器、换热器等设备可能存在分离不完全或者换热不充分的现象，从而影响DMR的性能指标。目前国内外许多学者对FLNG设备海上适应性进行了研究，祁江涛 等[3]对液舱晃荡进行了软件数值模拟；朱小龙 等[4]对三维的FLNG储舱晃荡情况进行了数值仿真模拟；李焱 等[5-6]运用CFD方法模拟研究了板翅式换热器的入口结构对单通道内气液流场分布的影响，通过建立多孔介质模型，将导流结构简化并以流体动力学为理论基础，结合软件Fluent进行数值模拟，分别对换热器传统入口分配方式和新型入口分配方式进行数值模拟；刘士海 等[7]以势流理论的势流体单元为理论基础，建立了任意三维刚性贮液容器内液相晃荡固有频率都适用的有限元模型；刘新立 等[8]采用实验分析法和数值模拟分析法对船载液体晃荡载荷特性进行了研究；郭涛 等[9]在考虑流体表面张力作用及黏性作用下，采用分离求解器建立了内嵌晃荡减振器的弹性悬臂梁模型；Kim 等[10]研究了液体容器中的晃荡流动，利用有限差分法进行了二维和三维的数值模拟；朱建鲁 等[11-14]通过水和空气两相介质分配实验装置，分别进行了板翅式换热器封头结构倾斜和水平状态的单相以及气液两相实验，得到了不同倾斜状态下封头工质的分配特性，从而为换热器的优化提供了依据；Kaneko等[15]进行了重力式分离器实验，研究卧式分离器在晃荡条件下的液面波动情况；Akyildiz等[16]测量了晃动条件下的矩形容器的壁面压力。可以看出，上述相关研究多数为晃荡对换热器、储罐等单体设备的影响，但没有研究对于整体液化工艺的影响，进而不能评价液化工艺的海上FLNG的适应性。

鉴于此，本文对于易受船舶晃荡影响的冷剂分离和换热2个方面进行HYSYS静态与动态模拟分析。首先，通过建立DMR静态仿真模型，对分离器气相中重组分含量进行敏感性分析；然后，在静态仿真模型的基础上，建立DMR动态仿真模型，进行分离器和换热器晃荡扰动敏感性分析。本文研究结果可以为FLNG液化工艺、设备等方面提供理论基础，具有较强的理论和工程意义。

1 DMR静态仿真模型建立及物流组分含量对DMR液化能力的影响分析

1.1 DMR静态仿真模型建立

利用流体相平衡、化学式逸度平衡以及传热学等理论模型，建立LNG双混合冷剂液化静态模型。DMR静态仿真模型如图1所示，共分为3个循环：

原料气循环、预冷循环和深冷循环。经过压缩机压缩后的预冷冷剂经换热器冷却后形成气液两相，分别进入板翅换热器冷却，经节流阀节流降压后返流冷却原料气和深冷冷剂；两级压缩后的深冷制冷剂进入预冷换热器冷却后形成气液两相，在深冷换热器中分别被冷却，经节流阀降压降温后返流冷却原料气和温度较高的深冷冷剂；原料气进入预冷换热器和深冷换热器经降温、液化和过冷后形成LNG，经节流阀降压进入空温式汽化器后汽化为天然气，天然气经压缩机压缩后进入冷箱换热，实现原料气的循环利用。

1.2 物流组分含量对DMR液化能力的影响分析

对气相中组分含量变化对节流后温度变化进行敏感性分析。物流由甲烷和正戊烷组成，节流前温度定为-30 ℃。图2给出了在节流压降不变的情况下节流后温度随着物流组成(减少甲烷含量)的变化曲线，可以看出，随着甲烷(轻组分)含量降低，正戊烷(重组分)含量增加，节流后温度不断上升，节流降温效果不断恶化。

图2 节流后温度随轻组分含量的变化曲线Fig.2 The curve of temperature after throttling changing with the light component content

为了更直观地验证分离器气相中重组分含量对DMR液化能力的影响，在图1流程工艺基础上，保持预冷冷剂、深冷冷剂流量以及原料气节流后温度不变，在预冷循环压缩机出口缓冲罐液相出口处分离一股液相流体进入气相出口并与气相混合，通过改变分离器中气相出口处含液量，得到原料气流量随气相出口处含液量的变化曲线(图3)。可以看出，针对分离器随晃荡加剧情况，改变气相出口处含液量(从0增加到9%)，原料气流量从10 Nm3/h降至7.1 Nm3/h,可见分离器气相中重组分含量增加会降低DMR液化能力。

图3 原料气流量随气相出口含液量的变化曲线Fig.3 The curve of feed gas flow changing with the light component content

2 DMR动态仿真模型建立及分离器和换热器晃荡扰动敏感性分析

2.1 DMR动态仿真模型建立

运用集中参数法建立一维动态模型，即空间上假设流体物性参数相等，在分析中只考虑时间梯度。相较于静态模型，对板翅式换热器进行简化，将一个板翅式换热器拆成多个普通管壳式换热器，形成的DMR动态仿真模型如图4所示。

2.2 分离器晃荡扰动敏感性分析

晃荡对分离器的影响主要体现在随着晃荡的加剧，气液界面不断波动，液体可能进入分离器的气相管路，使得气相管路中出现气液两相，在节流降温等方面产生不利影响。我国南海一年一遇的海况参数为横摇6.1°、纵摇2.5°、垂荡6.1 m，恶劣海况下海上的开采作业会停止，浮式平台晃动的固有周期为横摇24.474 s、纵摇10.796 s、垂荡11.318 s。本文以此工况为基础进行分离器晃荡对DMR液化能力敏感性分析。

2.2.1 原料气流量敏感性分析

本文以立式分离器气相出口为研究对象，将立式分离器作为暗箱，通过改变分离器气相出口流体的含液量模拟海况影响，通过改变节流阀的开度调节流量。节流阀开度变化由式(1)给出，即

f=50-0.001t

(1)

式(1)中：f为阀门开度；t为时间。

原料气流量与阀门开度随时间的变化曲线如图5所示，气相出口含液量与原料气流量随时间的变化曲线如图6所示，可以看出，随着阀门开度降低，气相出口含液量逐渐降低，原料气流量不断提高，液化能力不断上升。为了模拟真实船舶海上晃动情况，阀门开度按照简谐函数变化，简谐函数由式(2)给出，即

图4 DMR动态模型Fig.4 The dynamic model of DMR liquefaction process

图5 静止条件下原料气流量与阀门开度随时间的变化曲线Fig.5 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under static condition

图6 静止条件下气相出口含液量与原料气流量随时间的变化曲线Fig.6 The curve of feed gas flow and liquid holdup changing with time under static condition

y=Asin(ωt)

(2)

周期性地调节阀门开度，近似模拟横摇角度为6.1°情况下实际海上晃荡工况。该晃荡工况下阀门开度函数由式(3)给出，即

(3)

原料气流量随时间的变化曲线如图7所示，可以看出，晃荡开始时原料气流量为10.0 Nm3/h，6 000 s后原料气流量降为9.96 Nm3/h且维持稳定，原料气流量降低0.4%,晃荡条件下DMR液化能力有所下降，这是因为晃荡造成分离器气相出口处重组分含量增加，气相出口节流降温效果不明显，冷剂总冷量降低，DMR液化能力降低，但降低程度较小，说明DMR具有较好的海上适应性。

原料气流量与阀门开度随时间的变化曲线如图8所示，可以看出，原料气流量变化较阀门开度变化滞后约6 s。这是因为一股低温流体和一股高温流体不可能在接触的一瞬间就立刻换热，冷热流体温度瞬间变化即出现滞后现象。

图8 晃荡条件下原料气流量与阀门开度随时间的变化曲线,Fig.8 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under sloshing condition

2.2.2 原料气温度敏感性分析

原料气预冷和深冷一、二级循环出口温度随时间的变化曲线如图9所示，原料气深冷二级出口温度稳定为-153 ℃。0 s时，原料气预冷一级出口温度为-3.9 ℃，原料气预冷二级出口温度为-29.4 ℃，原料气深冷一级出口温度为-115.47 ℃。7 000 s时，原料气预冷一级出口温度为-5.6 ℃，原料气预冷二级出口温度为-30.7 ℃，原料气深冷一级出口温度为-115.27 ℃。扰动开始时，预冷气相虽然节流温度降低，但是由于冷剂总流量增加，所以制冷效果增强，原料气预冷一级出口温度降低。然而，预冷液相流量降低并且由于晃荡影响预冷冷剂总冷量降低，因此原料气预冷二级出口温度升高。由于工艺中设置了串级控制，保障原料气节流降温后达到-160 ℃以下，因此原料气深冷二级出口温度稳定，并且造成原料气流量降低，预冷冷剂冷量过剩，原料气预冷一级、二级出口温度同时降低；此外，预冷冷剂冷量过剩造成深冷冷剂在预冷循环中吸收冷量增加，深冷循环中分离器温度下降，气相流量降低，因此原料气深冷一级出口温度升高。

图9 原料气预冷和深冷一、二级循环出口温度随时间的变化曲线Fig.9 The curve of procoding first-stage and second-stage feed gas temperature changing with time

2.3 换热器晃荡扰动敏感性分析

波动的海面会引起船体晃荡倾斜,严重影响换热器流道中流体的分布，进而降低换热器的换热效率。李焱 等[5-6]对换热器分别在3°、6°、9°倾斜条件下进行模拟得到对应换热器流道流量变化率分别为±4%、±7.5%、±12.5%。本文以此为基础，进行换热器在3°、6°、9°晃荡条件下对DMR液化能力的敏感性分析。按照前期动态模拟简化思路，将换热器分成多个管壳式换热器，通过改变管壳式换热器流量模拟晃荡条件下换热器各流道流量的变化情况。

2.3.1 倾斜角为3°、6°、9°晃荡工况下原料气流量敏感性分析

将原料气均分成两股物流，与冷剂换热，通过周期性控制阀门开度不断变换管壳式换热器原料气入口流量，从而模拟换热器在晃动条件下的流量分布情况。

1) 倾斜角为3°晃荡工况。在倾斜角3°晃荡工况下，换热器两侧流道流量变化率为4%[5-6]。由DMR动态仿真模型模拟可知，当阀门开度分别设为43%、57%时，流量变化率为4%，即倾斜角为3°的晃荡工况。该晃荡工况下阀门开度函数由式(4)给出，即

(4)

倾斜角为3°晃荡条件下原料气流量和阀门开度随时间的变化曲线如图10所示，可以看出，随着阀门开度周期性变化，原料气流量也周期性变化，原料气流量最高为9.99 Nm3/h，最低为9.96 Nm3/h。流量变化周期为阀门变化周期的一半时，原料气流量变化较阀门开度变化滞后3 s。

图10 倾斜角为3°晃荡条件下原料气流量和阀门开度随时间的变化曲线Fig.10 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under 3° sloshing conditions

晃荡还未开始时，原料气与预冷冷剂均匀换热，换热能力较高。随着晃荡开始并加剧，原料气在换热器内出现偏流，流量较高的原料气所受冷量不足，出液温度升高，而另一股原料气所受冷量过剩，出液温度降低，说明冷箱中冷量未得到充分利用，DMR系统液化能力降低。

2) 倾斜角为6°晃荡工况。在倾斜角6°晃荡工况下，换热器两侧流道流量变化率为7.5%[5-6]。由DMR动态仿真模型模拟可知，阀门开度设为35%、65%，流量变化率为7.5%，即倾斜角为6°的晃荡工况。该晃荡工况下阀门开度函数由式(5)给出，即

(5)

倾斜角为6°晃荡条件下原料气流量和阀门开度随时间的变化曲线如图11所示，可以看出，该晃荡条件下原料气流量随时间的变化较倾斜角为3°的晃荡条件更为剧烈，流量最低降至9.90 Nm3/h，液化能力降低了1%，原料气流量变化较阀门变化滞后3 s。

3) 倾斜角为9°晃荡工况。在倾斜角为9°的晃荡工况下，换热器两侧流道流量变化率为12.5%[5-6]。由DMR动态仿真模型模拟可知，阀门开度设为29%、71%，流量变化率为12.5%，即倾斜角为9°的晃荡工况。该晃荡工况下阀门开度函数由式(6)给出，即

图11 倾斜角为6°晃荡条件下原料气流量和阀门开度随时间的变化曲线Fig.11 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under 6° sloshing conditions

(6)

倾斜角为9°晃荡条件下原料气流量和阀门开度随时间的变化曲线如图12所示，可以看出，该晃荡条件下原料气流量随时间的变化均较倾斜角为3°和6°的晃荡条件更为剧烈，流量最低降至9.80 Nm3/h，液化能力降低了2%。

综上所述，换热器在晃荡角度分别为3°、6°、9°，晃荡周期为24.474 s的工况下，原料气流量最低分别降至9.96、9.90、9.80 Nm3/h，流量分别降低了0.375%、1%、2%。因此，换热器在晃荡条件下，DMR液化能力有所下降，但下降程度较小(不足2%)，说明DMR具有较好的海上适应性。

图12 倾斜角为9°晃荡条件下原料气流量和阀门开度随时间的变化曲线Fig.12 The curve of feed gas flow and valve opening changing with time under 9° sloshing conditions

2.3.2 倾斜角为3°的晃荡工况下时原料气温度敏感性分析

倾斜角为3°晃荡条件下原料气预冷一级出口温度和阀门开度随时间的变化曲线如图13所示，可以看出，该晃荡条件下原料气在预冷一级出口处温度变化曲线并不是平滑曲线，近似于简谐曲线，温度在波峰、波谷以及波中都将持续一段时间，随后骤增或骤降，说明温度因素具有较大的滞后性。

倾斜角为3°晃荡条件下原料气在预冷二级出口温度和阀门开度随时间的变化曲线如图14所示，可以看出，该晃荡条件下原料气在预冷二级出口处温度较上一节点降低52℃，波峰与波谷相对值不断减少，说明换热器中各流道流量分配不均造成DMR液化能力下降。

图13 倾斜角为3°晃荡条件下原料气预冷一级出口温度和阀门开度随时间的变化曲线Fig.13 The curve of precooling first-stage feed gas temperature and valve opening changing with time

图14 倾斜角为3°晃荡条件下原料气预冷二级出口温度和阀门开度随时间的变化曲线Fig.14 The curve of precooling second-stage feed gas temperature and valve opening changing with time

倾斜角为3°晃荡条件下原料气深冷一级出口温度和阀门开度随时间的变化曲线如图15所示，可以看出，晃荡条件下原料气在深冷一级出口处温度较上一节点下降78 ℃，温度变化曲线与图13、14相似，都非平滑简谐曲线，温度变化滞后严重。

图15 倾斜角为3°晃荡条件下原料气深冷一级出口温度和阀门开度随时间变化曲线Fig.15 The curve of cryogenic first-stage feed gas temperature and valve opening changing with time

3 结论

1) 通过建立DMR静态仿真模型，对分离器气相中重组分含量进行了敏感性分析，结果表明分离器气相中重组分含量的增加会使DMR液化能力降低；

2) 在静态仿真模型的基础上，建立DMR动态仿真模型，针对我国近海海况进行了晃荡条件下分离器和换热器扰动敏感性分析，结果表明分离器与换热器在晃荡条件下均会使DMR液化能力有所下降，但下降程度不足2%，说明DMR具有较好的海上适应性。

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(编辑：叶秋敏)

Simulation analysis of the applicability of DMR liquefaction process in offshore FLNG

SUN Chongzheng1,2CHEN Jie3LI Yuxing1,2ZENG Weiping3ZHU Jianlu1,2PAN Hongyu1,2

(1.CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao,Shandong266580,China; 2.ProvincialKeyLaboratoryofOilandGasStorageandTransportationSecurity,Qingdao,Shandong266580,China; 3.R&DCenter,CNOOCGas&PowerGroup,Beijing100028,China)

Dual mixed refrigerant (DMR) liquefaction process would be influenced by the sloshing waves if applied on FLNG on the sea.Mixed refrigerants would not be separated completely with the separator and heat exchange would not be sufficient with the feed gas, which accordingly affects the performance of the liquefaction process.A DMR static simulation model is developed to analyze the sensitivity of the heavy components in the gas-phase outlet of the separator.Simulation results show that the increase in the heavy component content in the gas-phase outlet of the separator would decrease the DMR liquefaction capacity.On the basis of the static model, a DMR liquefaction dynamic simulation model is also developed and used to study the effects of the separator and heat exchanger under sloshing conditions.The results show that the DMR liquefaction capacity decreases slightly (less than 2%) when the separator and/or the heat exchanger are used under sloshing conditions, which indicates the DMR liquefaction process is applicable in offshore FLNG liquefaction plants.This study could provide the theoretical basis for FLNG liquefaction processes, and has significance in both theory and engineering.

DMR liquefaction process; FLNG; sloshing; separator; heat exchanger; simulation model; sensitivity analysis

*工业和信息化部课题“浮式液化天然气生产储卸装置(LNG-FPSO)总体设计关键技术研究”、山东省优秀中青年科学家科研奖励基金“绕管式换热器在海上天然气液化装置中换热性能及工艺影响研究(编号：BS2014ZZ009)”部分研究成果。

孙崇正，男，中国石油大学(华东)在读博士生，主要从事液化天然气工艺及关键设备研究。地址：山东省青岛市黄岛区长江西路66号中国石油大学(华东)工科实验楼D-401室(邮编：266580)。E-mail：zgsydxscz@163.com。

朱建鲁，男，讲师，主要从事液化天然气工艺及关键设备研究。地址：山东省青岛市黄岛区长江西路66号中国石油大学(华东)工科实验楼D-301室(邮编：266580)。E-mail：aaabccc@163.com。

1673-1506(2017)01-0142-08

10.11935/j.issn.1673-1506.2017.01.021

孙崇正,陈杰,李玉星，等.双混合制冷剂液化工艺应用于海上FLNG的适应性模拟分析[J].中国海上油气，2017,29(1)：142-149.

SUN Chongzheng,CHEN Jie,LI Yuxing,et al.Simulation analysis of the applicability of DMR liquefaction process in offshore FLNG[J].China Offshore Oil and Gas,2017,29(1):142-149.

TE646

A

2016-04-26 改回日期：2016-10-08