海上天然氣脫酸塔內(nèi)排管式液體分布器各噴淋密度下的孔徑研究

唐建峰，崔健，修云飛，楊文剛，金新明，張偉明

（1中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580；2中國石油大學(華東)山東省油氣儲運安全省級重點實驗室，山東 青島 266580；3中海石油氣電集團技術(shù)研發(fā)中心，北京 100028）

海上天然氣脫酸塔內(nèi)排管式液體分布器各噴淋密度下的孔徑研究

唐建峰1，2，崔健1，修云飛1，楊文剛3，金新明1，張偉明1

（1中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580；2中國石油大學(華東)山東省油氣儲運安全省級重點實驗室，山東 青島 266580；3中海石油氣電集團技術(shù)研發(fā)中心，北京 100028）

近年來，海上浮式液化天然氣設備成為研究熱點，液體分布器作為脫酸塔器中關(guān)鍵的塔內(nèi)件之一，目前對其在海上晃動工況下的結(jié)構(gòu)設計研究較少。本文選取出口數(shù)為52個的1.2m排管式液體分布器作為研究對象，利用晃動平臺和水循環(huán)系統(tǒng)組成的實驗裝置，對液體分布器開展靜止、橫搖5°和縱搖5°的水力學實驗，通過改變噴淋密度，分析在晃動工況中，具有不同出口直徑的排管式液體分布器各支管孔口流量分布和整體孔口流量分布的變化情況，結(jié)合孔口流速的合理范圍以及孔口流量不均勻度較靜止工況下的增大程度，確定出晃動時在各種噴淋密度條件下最優(yōu)的孔口直徑。結(jié)果表明：排管式液體分布器在小尺寸孔徑下受晃動的影響程度更小，但是出口流速較大；晃動5°以內(nèi)的條件下，噴淋密度分別為4.4m3/(m2·h)、8.8m3/(m2·h)和13.2m3/(m2·h)左右時，孔徑分別設計為4mm、6mm和8mm可以使排管式液體分布器的孔口流速落在合理范圍內(nèi)并且維持較高的孔口流量均布性能。

天然氣；液化；塔器；排管式液體分布器；不均勻度

隨著海洋天然氣開采行業(yè)的發(fā)展，填料塔作為天然氣脫酸預處理工藝中的關(guān)鍵設備，越來越多的被應用于浮式液化天然氣（FLNG）船上[1-5]。液體分布器是填料塔內(nèi)負責將進入塔內(nèi)的液體均勻噴淋到填料表面上的重要裝置，其結(jié)構(gòu)設計的好壞直接影響填料性能和全塔脫酸效率的發(fā)揮。有研究表明，不良的液體初始分布必然會引起填料內(nèi)濕潤面積減少以及嚴重的溝流，從而導致分離效率急劇下降[6-8]。與陸上較為平穩(wěn)的工作環(huán)境相比，海上天然氣生產(chǎn)儲卸裝置始終處于海浪的波動下，液體分布器的分布性能必然受到影響[9-12]，因此海上使用的液體分布器結(jié)構(gòu)設計方法必然與陸上傳統(tǒng)的液體分布器結(jié)構(gòu)設計方法有所差異。目前相關(guān)研究表明，排管式液體分布器對海上特殊的晃動工況抗干擾性好，更具有應用價值[13]。因此本文選取排管式液體分布器作為研究對象，通過進行分布器在不同噴淋密度和不同孔徑下的水力學實驗，利用不均勻度的指標分析其在晃動工況下的均布性能變化規(guī)律，給出在不同噴淋密度下更優(yōu)的排管式液體分布器孔口直徑設計，為設計適用于海上不同處理量的排管式液體分布器提供參考。

1 實驗部分

1.1 實驗裝置及流程

本次實驗的排管式液體分布器應用于1.2m塔內(nèi)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。排管式分布器共7根支管，主管直徑89mm，支管直徑50mm，噴淋點密度為50個/m2，共有52個孔，為方便分析，給所有出口進行編號，編號如圖2所示。

實驗流程如圖3所示，實驗裝置主要由排管式液體分布器、晃動平臺和水循環(huán)系統(tǒng)組成。

實驗流程如下：將儲水槽注滿水，利用循環(huán)泵使液體在整個系統(tǒng)內(nèi)循環(huán)，在此期間，采用壓力表檢測液體分布器入口處的壓力，通過調(diào)節(jié)泵出口回流和截止閥實現(xiàn)不同的噴淋密度，并采用流量計測量液體流量，通過推拉板和量筒的組合實現(xiàn)液體分布器每個出口流量的測量。

圖1 排管式液體分布器結(jié)構(gòu)

圖2 排管式液體分布器各出口編號

圖3 晃動條件下排管式液體分布器分布性能實驗流程

通過前期研究發(fā)現(xiàn)，對于排管式液體分布器，在6種單自由度晃動形式中，橫搖和縱搖對排管式液體分布器的流量均布性能影響最大，另外，結(jié)合相關(guān)研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)，海上正常生產(chǎn)的晃動幅度一般維持在5°以下，因此，本次實驗主要進行橫搖和縱搖工況，晃動度數(shù)均為5°，晃動形式通過晃動平臺實現(xiàn)。本次研究中排管式液體分布器晃動形式如圖4所示。

從圖4中可以看出，橫搖是液體分布器以x軸為轉(zhuǎn)動軸，在一定角度內(nèi)做搖擺運動，縱搖是液體分布器以y軸為轉(zhuǎn)動軸，在一定角度內(nèi)做搖擺運動。本次實驗中橫搖和縱搖度數(shù)均為5°，周期均為16s，量筒收集的液體是液體分布器從平衡位置時刻到最大晃動角度時刻內(nèi)的累積流量，即四分之一周期內(nèi)的液體累積流量，靜止條件下同樣測量4s內(nèi)的累積流量，與晃動工況下作對比。

1.2 實驗分析方法及指標

實驗中，在不同孔口直徑的條件下，通過改變噴淋密度（進液量），測量每個出口的流量，計算全部出口流量的均勻程度，從而判斷孔口直徑是否合適。本文選用不均勻度Mf表示分布器的流量分布均勻程度[14]，計算方法如式(1)所示。

式中，N代表所要計算出口的總點數(shù)，本文中N=52；Qoi為第i號出口的累積流量值，mL；為所有出口累積流量的平均值，mL。

根據(jù)公式(1)可以得出液體分布器整體及各支管的不均勻度Mf值，Mf值越大代表液體分布器的均布性能越差，反之則代表液體分布器分布的越均勻。通過對比各種工況下不同孔口直徑排管式液體分布器的Mf值，可以得出不同噴淋密度下均布效果更好的分布器孔口直徑。另外，為了防止分布器出口流速過快沖擊填料從而形成霧沫夾帶，孔徑設計應滿足孔口流速不宜大于1.2～1.8m/s[15]，可通過計算各個出口的平均流速來估計各出口流速的近似值，計算方法如式(2)所示。

式中，為各個孔口的平均流速，m/s；U為分布器的噴淋密度，m3/(m2·h)；Sp為分布器的噴淋點密度，本文中Sp為50個/m2。

2 實驗結(jié)果分析

本次實驗進液量分別為5m3/h、10m3/h和15m3/h，即液體分布器的噴淋密度分別為4.4m3/(m2·h)、8.8m3/(m2·h)和13.2m3/(m2·h)，在各個噴淋密度條件下，分別進行了孔口直徑為4mm、6mm和8mm的排管式液體分布器實驗。由于排管式液體分布器的結(jié)構(gòu)對稱性，在分析各孔口流量時，將1號支管和7號支管放在一起分析，將2號支管和6號支管放在一起分析，將3號支管和5號支管放在一起分析，4號支管單獨分析。

2.1 噴淋密度為4.4m3/(m2·h)的情況

做靜止工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖5所示。

從圖5可以看出，靜止條件下，不同孔徑的支管流量波動較為平穩(wěn)，孔口直徑為4mm時，距離進料口最遠的1號和7號支管的孔口流量較小，距離進料口最近的4號支管的孔口流量較大，而孔口直徑增大到8mm時，情況則相反。2號、6號、3號和5號支管的孔口流量在3種孔口直徑條件下差異不大。做靜止工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表1所示。

從表1中可以看出，靜止條件下，4mm孔口的各支管和整體的Mf值均較小，8mm孔口的各支管和整體的Mf值均較大，可見，在小流量情況下，孔口越小，越容易實現(xiàn)流量均布。

做橫搖5°工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖6所示。

橫搖5°過程中，分布器沿著主管軸線向一側(cè)旋轉(zhuǎn)，從圖6中可以看出，各個支管上的孔口流量出現(xiàn)左高右低的情況，特別是孔口直徑為8mm時，除了4號支管外其余支管的1號出口流量明顯增大，分析可知，進液量為5m3/h條件下，排管式液體分布器內(nèi)處于不滿流狀態(tài)，隨著分布器的橫搖，液體逐漸向較低的一端堆積，造成支管上的出口流量產(chǎn)生更大差異。做橫搖5°工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表2所示。

從表2中可以看出，橫搖工況下分布器各支管孔口流量的Mf值均增大，且出口直徑越大，分布器的均布性能受橫搖的影響程度就越大，4mm、6mm和8mm孔徑的分布器整體不均勻度較靜止下分別增大了15.8%、43.4%和68.5%?？梢?，小流量情況下，小孔徑更有利于維持流量分布均布性。

圖5 靜止工況下各支管孔口流量分布

表1 靜止工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為4.4m3/(m2·h)]

圖6 橫搖5°工況下各支管孔口流量分布

表2 橫搖5°工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為4.4m3/(m2·h)]

做縱搖5°工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖7所示。

縱搖5°過程中，分布器沿著最長支管的軸線向一側(cè)旋轉(zhuǎn)，從圖7中也可以明顯看出，位于較低位置處的1號、2號和3號支管的平均孔口流量明顯大于處于較高位置處的7號、6號和5號支管。另外，孔徑越大，這種現(xiàn)象就更加明顯。而距離進料口最近的4號支管上的孔口流量較為平穩(wěn)。做縱搖5°工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表3所示。

從表3中可以看出，縱搖工況下分布器各支管和整體孔口流量的Mf值規(guī)律同橫搖工況下一致，但是增大幅度有所減少，4mm孔徑的分布器整體不均勻度基本沒變化，6mm和8mm孔徑的分布器整體不均勻度較靜止下分別增大了25.8%和33.9%。

另外，根據(jù)公式(2)計算可知，在本噴淋密度下，4mm孔口的平均出口流速為1.95m/s，略大于限制流速，而孔口增大到6mm時，孔口流速下降到0.87m/s，雖然流速更為合理，但是受晃動的影響程度增大。

綜上分析，在分布器的噴淋密度為4.4m3/(m2·h)左右時，分布器內(nèi)部處于不滿流狀態(tài)，4mm的孔徑不僅在靜止條件下具有較高的均布效果，而且更利于維持分布器在晃動時的流量均布性能。

2.2 噴淋密度為8.8m3/(m2·h)的情況

做靜止工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖8所示。

從圖8中可以看出，靜止工況下，與進液量5m3/h的情況相比，進液量為10m3/h的情況下各支管的出口流量更加均勻。其中，在孔徑增大到8mm時，支管1和支管7上的1、2、5、6號孔口流量較大，支管4上的4、5號孔口流量較小。做靜止工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表4所示。

從表4中可以看出，靜止條件下，無論是各支管的孔口流量不均勻度還是整體的孔口流量不均勻度，4mm孔口的均布性能好于6mm孔徑好于8mm孔徑。但是通過計算發(fā)現(xiàn)，在進液量為10m3/h時，4mm孔口的平均出液速度為3.89m/s左右，速度過大，易造成霧沫飛濺，而6mm和8mm孔口的出液速度分別為1.73m/s左右和0.97m/s左右，更為合理。

做橫搖5°工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖9所示。

從表5中可以看出，4mm孔口和8mm孔口在橫搖時支管和整體的Mf值均有所增大，而6mm孔口的支管和整體Mf值變動很小，甚至有所下降。

圖7 縱搖5°工況下各支管孔口流量分布

表3 縱搖5°工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為4.4m3/(m2·h)]

圖8 靜止工況下各支管孔口流量分布

表4 靜止工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為8.8m3/(m2·h)]

表5 橫搖5°工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為8.8m3/(m2·h)]

圖9 橫搖5°工況下各支管孔口流量分布

從圖9中可以看出，橫搖工況下，不同孔徑的支管均出現(xiàn)左右兩側(cè)孔口流量差異，其中，4mm孔口的流量差異較小，8mm孔口的流量差異較大。分析可知，進液量為10m3/h時，分布器內(nèi)部被液體充滿，直徑較小的孔口上加載的壓力更大，且壓力大小更加接近，因此受橫搖的影響更小。做橫搖5°工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表5所示。

做縱搖5°工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖10所示。

從圖10中的流量分布可以看出，4mm孔徑和6mm孔徑受縱搖的影響較小，8mm孔徑受縱搖影響較大，特別是1號支管上的孔口流量明顯大于7號支管。做縱搖5°工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表6所示。

從表6中可以看出，縱搖工況下4mm孔口整體的不均勻度較靜止下增大了24.6%，而直徑6mm孔口和8mm孔口的整體不均勻度有所減少，均布性能有所提高，且與橫搖工況相比，縱搖對分布器整體的影響程度更小一些。

綜上分析，噴淋密度為8.8m3/(m2·h)左右時，4mm孔口雖然在靜止條件下具有較好均布性能，但是受橫搖、縱搖影響較大，且出口流速過大，8mm孔口雖然出口流速較為合理，但是均布性能較差，6mm孔口不僅具有較好均布性能，而且出口流速在合理范圍內(nèi)，因此6mm孔徑更為合適。

2.3 噴淋密度為13.2m3/(m2·h)的情況

做靜止工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖11所示。

從圖11中可以看出，與噴淋密度為4.4m3/(m2·h)和8.8m3/(m2·h)的情況相比，在噴淋密度為13.2m3/(m2·h)時，各支管上的孔口流量更加均勻，且3種孔口直徑的流量分布規(guī)律基本一致。分析可知，此噴淋密度下，分布器內(nèi)部被液體充滿，并且具有較高壓頭，加載到各個出口的壓力基本相同，因此出口流量相近。做靜止工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表7所示。

從表7中可以看出，在此噴淋密度下，3種孔徑的支管和整體流量的Mf值都很小，均布質(zhì)量都很高，另外，由公式(2)計算可知，此工況下4mm、6mm、8mm孔口的平均出口流速大約為5.84m/s、2.60m/s、1.46m/s，前兩者流速過大，超過合理流速范圍。

做橫搖5°工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖12所示。

從圖12可以看出，與前面較小的噴淋密度相比，此噴淋密度下，各支管孔口流量受橫搖的影響較小，支管1和支管7與靜止下相比基本無變化，支管2、支管6、支管3、支管5和支管4有輕微流量偏差。做橫搖5°工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表8所示。

圖10 縱搖5°工況下各支管孔口流量分布

表6 縱搖5°工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為8.8m3/(m2·h)]

從表8中可以看出，橫搖工況下各支管的不均勻度較靜止下有較小程度的增大，而3種孔徑下的整體流量Mf值分別增大了30.8%、20.3%和26.7%，可見橫搖工況下，直徑6mm的出口能維持較好均布性能。

圖11 靜止工況下各支管孔口流量分布

表7 靜止工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為13.2m3/(m2·h)]

圖12 橫搖5°工況下各支管孔口流量分布

表8 橫搖5°工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為13.2m3/(m2·h)]

圖13 縱搖5°工況下各支管孔口流量分布

表9 縱搖5°工況下支管和整體孔口流量Mf值[噴淋密度為13.2m3/(m2·h)]

做縱搖5°工況下各支管孔口流量分布柱狀圖如圖13所示。

同橫搖5°工況下的情況相似，縱搖5°工況下各支管流量差異很小，距離最遠的1號支管和7號支管未出現(xiàn)較為明顯的流量差異，但是仍可以看出，較小的孔徑由于管內(nèi)壓力更為穩(wěn)定，因此所有孔口的流量波動更小。做縱搖5°工況下各支管和整體孔口流量的Mf值如表9所示。

從表6中數(shù)據(jù)計算可知，縱搖工況下，4mm直徑出口的不均勻度基本沒變化，而6mm直徑出口和8mm直徑出口的不均勻度分別增大了7.6%和9.1%，增大幅度較小，說明縱搖下3種孔徑的出口都能維持較好的均布性能。

綜上分析，結(jié)合出口流速和分布均勻程度，在噴淋密度為13.2m3/(m2·h)時，8mm出口直徑能夠使出口流速落到合理范圍內(nèi)，并且在橫搖和縱搖中保持較高的均布質(zhì)量。

3 結(jié)論

通過本文研究，得出以下結(jié)論。

（1）在橫搖5°和縱搖5°以內(nèi)的工況，對于1.2m左右的排管式液體分布器，固定噴淋點密度為50個/m2，噴淋密度分別為4.4m3/(m2·h)、8.8m3/(m2·h)和13.2m3/(m2·h)左右時，孔徑設計為4mm、6mm和8mm左右更為合理，出口流量的不均勻度較靜止下增大程度在30%以內(nèi)，能夠維持較好均布質(zhì)量。

（2）晃動條件下，較小的孔徑更利于減小排管式液體分布器均布性能受晃動的影響程度，但是孔徑過小會造成出口流速過大，易造成霧沫夾帶或孔口堵塞現(xiàn)象；若孔徑設計的較大，雖然出口流速可以落到合理范圍內(nèi)，但是在晃動過程中各支管孔口流量會產(chǎn)生較大差異從而造成整體不均勻度大幅增加。

（3）晃動時在不同噴淋密度下，最優(yōu)的孔徑設計應滿足使得排管式液體分布器各孔口加載的液體壓頭足夠大，從而可以減小晃動下各孔口流量之間的差異程度。

[1]謝彬，王世圣，喻西崇，等. FLNG/FLPG工程模式及其經(jīng)濟性評價[J]. 天然氣工業(yè)，2012，32（10）：99-102. XIE Bin，WANG Shisheng，YU Xichong，et al. The engineering model and economic evaluation of FLNG/FLPG[J]. Natural Gas Industry，2012，32（10）：99-102.

[2]張春，唐建峰，李玉星，等. 海上浮式LNG預處理工藝系統(tǒng)適應性分析[J]. 煤氣與熱力，2011，31（2）：5-10.ZHANG Chun，TANG Jianfeng，LI Yuxing，et al. Adaptability analysis of offshore floating LNG pretreatment process system[J]. Gas & Heat，2011，31（2）：5-10.

[3]劉雅馨，錢基，熊利平，等. 我國深水油氣開發(fā)所面臨的機遇與挑戰(zhàn)[J]. 資源與產(chǎn)業(yè)，2013，15（3）：24-28. LIU Yaxin，QIAN Ji，XIONG Liping，et al. Chanllengs and opportunities in China’s deep-water oil-gas development[J]. Resources and Industries，2013，15（3）：24-28.

[4]ZHAO W H，YANG J M，HU Z Q，et al. Recent developments on the hydrodynamics of floating liquid natural gas (FLNG)[J]. Ocean Engineering，2011，38（14）：1555-1567.

[5]崔映坤. 海上油氣田開發(fā)風險及其對策分析[J]. 海洋石油，2012，32（2）：47-50. CUI Yingkun. Offshore oil and gas field development risk and controlling measures[J]. Offshore Oil，2012，32（2）：47-50.

[6]董誼仁. 填料塔液體分布器的設計[J]. 化工生產(chǎn)與技術(shù)，1998（1）：1-10. DONG Yiren. The design of liquid distributor in packed column[J]. Chemical Production and Technology，1998（1）：1-10.

[7]徐世民，張艷華，任艷軍. 塔填料及液體分布器[J]. 化學工業(yè)與工程，2006，23（1）：75-80. XU Shimin，ZHANG Yanhua，REN Yanjun. Packings and liquid distributor in packed column[J]. Chemical Industry and Engineering，2006，23（1）：75-80.

[8]孫希瑾，陳建娟，秦嶺. 大型填料塔液體分布器的設計應用[J]. 石油化工設計，2002，19（1）：10-15. SUN Xijin，CHEN Jianjuan，QIN Ling. Design applications of large packing tower liquid distributor[J]. Petrochemical Design，2002，19（1）：10-15.

[9]賴志昌. U型減搖水艙及實驗搖擺臺實驗研究[D]. 哈爾濱：哈爾濱工程大學，2001. LAI Zhichang. Research on U-tube anti-rolling tank and test rolling table experimentation[D]. Harbin：Harbin Engineering University，2001.

[10]佟姝茜. 面向FLNG液艙設計的晃蕩荷載分析[D]. 大連：大連理工大學，2012. TONG Shuqian. Sloshing load analysis for FLNG tank design[D]. Dalian：Dalian University of Technology，2012.

[11]趙文華，楊建民，胡志強，等. 大型浮式液化天然氣開發(fā)系統(tǒng)關(guān)鍵技術(shù)現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢[J]. 中國海上油氣，2013，25（1）：82-86，90. ZHAO Wenhua，YANG Jianmin，HU Zhiqiang，et al. Present situation and development trend of key technologies of large scale LNG development system[J]. China Offshore Oil and Gas，2013，25（1）：82-86，90.

[12]陳海陽，李玉星，孫法峰，等. LNG FPSO液艙內(nèi)儲液晃動特性的數(shù)值模擬[J]. 中國石油大學學報(自然科學版)，2011，35（4）：134-139，143. CHEN Haiyang，LI Yuxing，SUN Fafeng，et al. Numerical simulation of liquid sloshing characteristics in LNG FPSO containers[J]. Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science)，2011，35（4）：134-139，143.

[13]唐建峰，楊帆，崔健，等. 晃動對FLNG排管式液體分布器性能的影響[J]. 天然氣工業(yè)，2016，36（1）：123-128. TANG Jianfeng，YANG Fan，CUI Jian，et al. Effects of sloshing on the performance of FLNG calandria liquid distributors[J]. Natural Gas Industry，2016，36（1）：123-128.

[14]林秀鋒，陳桂珍. 液體分布器分布質(zhì)量評價體系綜述[J]. 化學工程，2008，36（12）：74-78. LIN Xiufeng，CHEN Guizhen. Summary of distributed quality evaluation system[J]. Chemical Engineering，2008，36（12）：74-78.

[15]董誼仁，裘俊紅，陳國標. 填料塔液體分布器的設計(續(xù)一)——第二講 排管式液體分布器的設計[J]. 化工生產(chǎn)與技術(shù)，1998（2）：1-6. DONG Yiren，QIU Junhong，CHEN Guobiao. The design of liquid distributor in packed columns（part 1）the second lecture：the design of calandria liquid distributor[J]. Chemical Production and Technology，1998（2）：1-6.

Research on orifices diameter of calandria liquid distributor used in offshore deacidification tower with different spray densities

TANG Jianfeng1，2，CUI Jian1，XIU Yunfei1，YANG Wengang3，JIN Xinming1，ZHANG Weiming1
（1College of Pipeline and Civil Engineering，China University of Petroleum (East China)，Qingdao 266580，Shandong，China；2Shandong Province Key Laboratory of Oil & Gas Storage and Transportation Safety，China University of Petroleum (East China)，Qingdao 266580，Shandong，China；3CNOOC Gas & Power Group Research & Development Center，Beijing 100028，China）

In recent years，floating liquefied natural gas（FLNG）has become a new field that attracts increasing attention. Study on structure design of liquid distributor which is one of the most important tower internals under the condition of sloshing is little. A calandria liquid distributor with diameter of 1.2 meters with 52 orifices was studied in this paper by utilizing experimental device consisting of a shaking platform and a water circulation system. Hydraulic experiments were carried out under the condition of static situation，roll 5 degrees and pitch 5 degrees. By changing the liquid distributor′s spray density，the distribution performance′s changes of the liquid distributor and its branch pipes with different orifice diameters in sloshing condition were analyzed. Combining with reasonable range of outlet velocity and outlet flow ununiformity′s increasing degree that compared with static situation，optimal outlet diameter design with various spray densities under sloshing condition within 5 degreeswas determined. Results showed that calandria liquid distributor with small-size orifices is influenced less by sloshing condition，but its outlet velocity is big；under the sloshing condition within 5 degrees，the orifice diameter is designed to 4mm，6mm and 8mm when the spray density is about 4.4m3/(m2·h)，8.8m3/(m2·h) and 13.2m3/(m2·h)，which can not only ensure that the outlet velocity is reasonable，but also can keep the good uniform performance of calandria liquid distributor.

natural gas；liquefaction；column；calandria liquid distributor；ununiformity

TE644

A

1000–6613（2017）04–1192–10

10.16085/j.issn.1000-6613.2017.04.006

2016-08-24；修改稿日期：2016-10-24。

工信部聯(lián)裝項目（[2014]495）。< class="emphasis_bold">第一作者及聯(lián)系人：

及聯(lián)系人：唐建峰（1973—）、男，博士，教授，從事氣田集輸、天然氣預處理、FLNG關(guān)鍵設備相關(guān)研究。E-mail：tangpaper@126.com。