LNG绕管式换热器壳侧两相流动压降特性的实验研究

密晓光，陈杰，余思聪，丁超，胡海涛，丁国良*

（1-中海石油气电集团技术研发中心，北京 100028；2-上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海 200240）

0 引言

绕管式换热器具有结构紧凑、能实现多种介质同时换热、操作压力高、热膨胀可自行补偿以及易于实现大型化的特点，被全球90%的大、中型陆基天然气液化工厂选为主低温换热器[1-4]。在LNG绕管式换热器中，管侧工质为超临界态的天然气混合工质，壳侧工质为两相态的烷烃混合工质[5-6]，如图1所示。LNG绕管式换热器壳侧压降是天然气液化工艺流程设计的主要考虑因素，在不同的运行工况和工质组分下，LNG换热器压降特性有明显不同[7]。因此，为了实现天然气液化工艺流程设计，需要对两相工质在 LNG绕管式换热器壳侧压降特性的影响因素进行实验研究。

已有关于LNG绕管式换热器壳侧压降特性的研究主要集中在气相流[8]。已有研究结果表明：在LNG绕管式换热器壳侧，对于甲烷/乙烷二元混合工质，摩擦压降的影响因素主要是雷诺数（Re），且摩擦压降随Re数的增加而增大[8]。

然而，对于实际的 LNG绕管式换热器，壳侧流体为两相态的烷烃混合工质[9-11]，从壳侧进口至出口，壳侧流体的干度逐渐增加，变化范围在0.2～0.9[6,12]，超出已有研究对应的气相流的工况范围。由于工况上的巨大差异，已有研究的结论可能无法直接应用于LNG绕管式换热器。

本文的目的是通过对两相态的烷烃混合工质在LNG绕管式换热器壳侧压降特性的实验研究，得到壳侧两相流压降特性随各影响因素的变化规律。

图1 LNG绕管式换热器流程示意

1 实验装置与实验原理

实验装置为压缩机驱动的闭式循环系统，原理图如图2所示[6]。该装置由测试流路、辅助冷却流路、旁通流路组成。

在测试流路中，压缩机是驱动设备，为了避免实验介质与润滑油接触，保证实验介质的纯度，本研究选用了变频隔膜式压缩机。实验介质从压缩机出口流出后，经前置与后置板式换热器冷却至过冷液态，其中前置板换处的冷量由R22冷却机组提供，后置板换处的冷量由液氮提供。随后，实验介质经节流阀节流膨胀，流入前置电加热器。在前置电加热器内，介质会加热至实验设定好的干度，随后流入测试样件实现压降的测量。完成压降测量后，实验介质离开测试样件，经后置电加热器达到气态后，流回压缩机。

在测试流路中，后置板式换热器的下游管线、后置电加热器的下游管线上各布置有一个实验介质取样口，分别是取样口#1、取样口#2。这两个取样口均由支路管线、截止阀和堵心组成。当实验系统运行稳定后，从取样口#1 和取样口#2同时对实验工质进行取样，并通过SHIMADZU GC-2010型气相色谱仪对取样样本进行色谱分析，当从取样口#1与取样口#2 得到的样本中的各组分摩尔分数偏差均小于 1%时，认为取样口#1 与取样口#2 的样本具有一致性，表明实验系统运行稳定且取样有效，并将两个样本相应组分的摩尔分数平均值作为实验系统内实验工质的摩尔分数。

图2 实验装置

2 测试样件与实验工况

本研究选取LNG绕管式换热器壳侧的缠绕管束微元作为作为测试样件。该测试样件的管径、管间距、螺旋升角等结构参数的取值与实际LNG绕管式换热器一致。按从上到下的空间顺序，测试样件分为均流稳流段、测试段和观察段三部分，如图3所示。测试样件的结构尺寸参数如表1所示。

图3 测试样件示意图

表1 测试样件结构尺寸

均流稳流段是由两层多孔均流板与10排管束，其作用是实现流体均匀分布与流型稳定。

测试段是由 20排管束组成，其作用是实现对流体压降的测量。在压降测试段的进出口布置有高精度的压差变送器（精度0.2% FS），在该测试段的入口布置有高精度的压力变送器（精度0.1% FS）用来测试流体的蒸发压力。其中压差测点与压力测点的引压管线均通过卡套接头固定。

观察段的作用是实现测试样件内流型的观测。观察段的可视化视窗采用带真空夹层的双层石英玻璃结构，能够阻止水汽接触视镜，有效地杜绝了低温流体观测中会出现的结霜问题。

测试样件整体采用气凝胶绝热层与玛蹄脂防潮层的保冷方式。经核算，测试样件漏热引起的实验介质干度变化不超过 0.002，因此本实验属于绝热实验。

LNG绕管式换热器壳侧的介质是烷烃类混合介质[10-11]。本文选用纯丙烷、乙烷/丙烷二元混合工质为实验介质，测试工况基于 LNG绕管式换热器的壳侧典型运行工况选取[6,12]，如表2所示。

表2 实验工况

3 数据导出与误差分析

本实验为绝热实验，加速压降可以忽略，因此壳侧摩擦压降可以由公式(1)计算得到，

式中：

ΔPfrict——摩擦压降，Pa；

ΔPtotal——压差变送器测量的总压降，Pa；

ΔPgrav——重力压降，Pa。

公式(1)中的重力压降值ΔPgrav通过公式(2)计算得到。

式中：

ε——空泡系数，通过Xu模型计算得到[13]；

ρg——气相的密度，kg/m3；

ρl——液相的密度，kg/m3；

g——重力加速度，m/s2；

Hm——测试样件内测试段的高度，m。

本研究中涉及到的物性参数通过 GERG-2004天然气混合物物性模型计算得到[14]。

考虑实验仪表及设备的精度，根据参考文献[15]的误差分析方法，得出换热系数的误差小于±0.2%，具体如表3所示。

表3 实验参数测量精度

4 实验结果与分析

4.1 运行工况对压降特性的影响

丙烷介质、乙烷/丙烷二元混合介质在LNG绕管式换热器壳侧的摩擦压降如图4所示。从图中可以看出，摩擦压降随质流密度和干度的增加而增大，且摩擦压降的增长梯度随干度的增加而增大。

4.2 混合工质组分对压降特性的影响

为了分析混合工质组分变化对摩擦压降的影响，本研究定义了混合工质摩擦压降影响因子PF，表示为乙烷/丙烷二元混合工质摩擦压降与相同工况下纯丙烷介质摩擦压降的比值，如公式(3)所示。

式中：

PF——混合工质摩擦压降影响因子；

ΔPpropane,frict——丙烷工质的摩擦压降，Pa；

ΔPethane/propane,frict——相同工况下乙烷/丙烷二元混合工质的摩擦压降，Pa。

图4 纯丙烷介质与乙烷/丙烷混合介质在LNG绕管式换热器壳侧的摩擦压降（质流密度：60 kg/(m2⋅s)）

图5为不同乙烷/丙烷摩尔配比下PF因子值随干度的变化情况。经分析可以得到，在实验工况范围内，PF因子随干度的增加而增大，其数值分布范围在 0.83～1.41之间。乙烷/丙烷摩尔配比对PF因子值的影响为：当干度小于0.4时，PF因子值小于 1.0，且随乙烷摩尔分数的增加而减小，这表明乙烷/丙烷混合介质摩擦压降小于相同工况下纯丙烷介质的摩擦压降，且随着乙烷摩尔分数的增加，混合物的摩擦压降逐渐降低，在实验工况范围内乙烷/丙烷混合介质的摩擦压降比纯丙烷介质至多小17%；当干度大于0.6时，PF因子的值大于1.0，且随乙烷摩尔分数的增加而增大，这表明乙烷/丙烷混合介质摩擦压降大于相同工况下纯丙烷介质的摩擦压降，且随着乙烷摩尔分数的增加，混合物的摩擦压降逐渐增大，在实验工况范围内乙烷/丙烷混合介质的摩擦压降比纯丙烷介质至多大41%。造成上述现象的原因是：

1）当干度小于0.4时，流体流速较慢，壳侧两相流体呈现出降膜流流型[6]，附着在管壁上的液膜主要在重力的作用下向下流动，流体所受的摩擦力主要取决于管壁与液膜之间的粘性作用。随着乙烷摩尔分数的增加，液相流的动力粘度增加，导致摩擦压降增大。

2）当干度大于0.6时，流体流速加快，流型转化至剪切流流型[6]，附着在管壁上的液膜主要在气相剪切力的作用下向下流动，流体所受的摩擦力主要取决于气相流的流速。随着乙烷摩尔分数的增加，气相流的密度减小，引起气相流流速的提升，导致摩擦压降增大。

图5 不同乙烷丙烷摩尔配比下PF因子随干度的变化

4 结论

本文对 LNG绕管式换热器壳侧两相态烷烃混合工质压降特性的影响因素进行实验研究，在实验工况范围内，得到如下结论：

1）壳侧两相流摩擦压降随质流密度和干度的增加而增大，且压降的增长梯度随干度的增加而增大；

2）在干度小于0.4的工况下，壳侧两相流摩擦压降随乙烷摩尔分数的增加而减小；

3）在干度大于0.6的工况下，壳侧两相流摩擦压降随乙烷摩尔分数的增加而增大。

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