小型混合工質(zhì)循環(huán)氣體液化系統(tǒng)實驗及優(yōu)化

張 鐠 鹿來運 郭開華 魯 凱

(中山大學工學院 廣州 510006)

小型天然氣液化裝置可使得零散氣田天然氣的開發(fā)利用成為可能，有利于改善能源結(jié)構(gòu)，具有廣闊的應(yīng)用前景[1,2]?；旌瞎べ|(zhì)循環(huán)(MRC)天然氣液化系統(tǒng)，是采用多組分的混合工質(zhì)的制冷循環(huán)來不斷地為系統(tǒng)提供冷量，從而使系統(tǒng)降溫至特定壓力的天然氣飽和溫度以下，以達到液化天然氣的目的。

目前在混合工質(zhì)循環(huán)氣體液化工藝中，通常采用C1～C5的烴類以及N2作為混合工質(zhì)的組成組分，且制冷循環(huán)的研究主要集中在對流程參數(shù)及混合工質(zhì)組分的優(yōu)化上[3,4]。通過對混合工質(zhì)組分合理配比，使得在不同的溫區(qū)范圍多股流換熱器內(nèi)混合工質(zhì)溫度曲線與液化天然氣溫度曲線相匹配，減小傳熱溫差，從而減少能耗，提高液化效率。對混合制冷循環(huán)進行技術(shù)改進的重點之一是力求通過對流程參數(shù)及混合工質(zhì)的組分的調(diào)整，尋找到給定工況下的效率最佳值[5,6]。

該研究通過建立一個以常規(guī)壓縮機驅(qū)動的小型MRC氣體液化裝置，對氣體液化工藝和混合工質(zhì)制冷性能進行實驗測定，使其在穩(wěn)定工況下獲得-182℃以下的制冷溫度，并制得液化空氣。同時依據(jù)系統(tǒng)實驗的實際工況，建立了計算模型，對循環(huán)工質(zhì)的配比進行優(yōu)化，分析混合工質(zhì)組分組配比范圍及其對系統(tǒng)COP的影響，并獲得該系統(tǒng)的混合工質(zhì)優(yōu)化組份。

1 主要實驗設(shè)備及參數(shù)

該研究的混合工質(zhì)循環(huán)氣體液化系統(tǒng)流程示于圖1。實際試驗裝置照片示于圖2。

圖1 混合工質(zhì)循環(huán)氣體液化系統(tǒng)流程示意圖Fig.1 The schematic diagram of the gas liquefaction system

該流程包括氣體液化回路、混合工質(zhì)循環(huán)回路、水冷機組預冷循環(huán)三個部分。系統(tǒng)中主壓縮機、預冷機組板式換熱器及多股流換熱器的性能決定了混合工質(zhì)循環(huán)回路的制冷量，并將最終影響系統(tǒng)的液化效率。

1.1 主壓縮機

采用的主壓縮機為全封閉渦旋式壓縮機，型號為Copeland ZB11MC，其額定功率為11.25kW，排氣容積為42.1m3/h，該渦旋式壓縮機小型全封閉，具有結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、重量輕、噪音小、運行安全可靠等特點。

圖2 混合制冷劑液化裝置實圖Fig.2 Photo picture of the experiment setup

1.2 多股流板翅式換熱器

多股流板翅式換熱器是由SYSU-BP中心獨立設(shè)計并外委生產(chǎn)加工的，換熱器內(nèi)共有3個流體通道，分別作為高壓制冷工質(zhì)、低壓制冷工質(zhì)以及液化氣體的通道?？倱Q熱面積45m2，其中高壓側(cè)與低壓側(cè)通道換熱面積為38m2，低壓側(cè)與氣體液化通道換熱面積7m2。

1.3 水冷換熱器與預冷機組換熱器

用于水冷 (圖1部件2)及預冷機組 (圖1部件4)的換熱器均采用板式。流經(jīng)水冷板式換熱器的混合工質(zhì)被溫度為20℃的大流量冷水冷卻，混合工質(zhì)在換熱器出口處的溫度一般能降至22℃左右。

預冷機組選用的型號為Copeland ZB21KQE，額定功率為2.2kW，其制冷工質(zhì)為R404A，并通過板式換熱器與混合工質(zhì)進行熱量交換。

1.4 主要測試儀表

實驗中壓力和溫度數(shù)據(jù)分別由壓力傳感器GE Druck PTX-5717和熱電阻PT-1000測得，并通過數(shù)據(jù)采集儀FLUKE-2860輸出；壓力傳感器的量程是0～4MPa，誤差小于0.01MPa，測溫精確度0.1℃。

2 實驗及測試結(jié)果

實際實驗中，采用了干燥、凈化的壓縮空氣取代天然氣進行液化實驗。經(jīng)過除雜、壓縮、水冷并且干燥后，得到壓力為7×105Pa左右的潔凈干壓縮空氣。在實際試驗中，為了保證實際傳熱溫差并進行系統(tǒng)降溫能力測試，系統(tǒng)最低溫度應(yīng)低于-175℃。

表1給出一次實驗中系統(tǒng)降溫過程的特征點溫度以及節(jié)流閥前后溫降隨時間的變化情況。

表1 降溫過程中特征點溫度變化Tab.1 The characteristic temperatures of the cooling process

(接上頁表1)

時間/ h節(jié)流前溫度 / ℃節(jié)流后溫度 / ℃預冷后溫度 / ℃節(jié)流溫降/ ℃29.6 31.0 33.0 35.0 37.0 39.0 41.6 44.0 46.0 48.3 50.0 51.0 53.9 55.8 57.0-128.7-129.7-129.9-135.4-137.8-140.3-145.6-149.5-152.2-156.4-167.3-171.5-177.9-180.5-181.1-140.3-140.5-139.4-142.4-143.3-144.7-150.5-154.1-156.2-160.5-170.7-174.3-180.1-182.5-183.2-16.0-15.2-12.3-11.4-10.9-9.8-11.0-10.0-8.4-8.4-9.3-11.9-16.1-18.2-18.1 11.7 10.7 9.6 7.0 5.5 4.4 4.9 4.6 4.0 4.1 3.4 2.8 2.2 2.0 2.2

實驗過程中，低溫穩(wěn)態(tài)時，壓縮機出口壓力大約在10×105Pa左右，壓比為4，絕熱效率在0.70左右。降溫過程持續(xù)時間約為57h，系統(tǒng)達到的最低溫度為-183.2℃。

圖3給出了系統(tǒng)最低溫度隨降溫時間的變化關(guān)系，由圖可以看出，降溫過程存在3個降溫較快的時間段，分別如圖中1,2,3所示。降溫段1，主要制冷工質(zhì)為C3H8與C2H6；降溫段2，在-120℃～-140℃的溫區(qū)，CH4對系統(tǒng)的降溫作用明顯；降溫段3，在-160℃～-175℃溫區(qū)，N2的降溫效果明顯。

圖3 降溫過程中節(jié)流后最低溫度變Fig.3 The lowest temperature of the refrigeration process

出現(xiàn)這種現(xiàn)象是因為混合工質(zhì)的各組分在特定的系統(tǒng)工作壓力下，某一特定溫度范圍對應(yīng)著某一組分的相變溫區(qū)，從而該對應(yīng)組分可在該溫度范圍為系統(tǒng)提供更多的冷量，使得系統(tǒng)明顯降溫。由此可見，混合工質(zhì)組分的配比對系統(tǒng)工作狀況有著重要影響。

實驗的混合工質(zhì)各組分通過色譜分析測定后，確定在以下區(qū)間:N2:16%～18%，CH4:34%～36%，C2H6:16%～18%，C3H8:28%～30%，i-C4H10:≤1%，i-C5H12:≤1%；穩(wěn)定工況下，系統(tǒng)高、低壓分別在9.5×105Pa、2.3×105Pa左右。通過對實驗數(shù)據(jù)進行分析，在低溫穩(wěn)態(tài)時主壓縮機功耗為5.99kW，預冷機組功耗為1.52kW，總功耗為7.51kW，系統(tǒng)平均制冷量為1.85kW，系統(tǒng)COP為0.246。

3 優(yōu)化分析結(jié)果與討論

為了有針對性地分析混合工質(zhì)配比對提升實際系統(tǒng)效率的作用，基于上述實驗工況，建立系統(tǒng)優(yōu)化模型。優(yōu)化目標函數(shù)為循環(huán)性能系數(shù)COP最大化，即:

其中Qcold是在保證了系統(tǒng)能夠降溫至氣體液化溫度下進行制冷的冷量；Wc和Wpre分別為主壓縮機功率和預冷機組壓縮機功耗。

優(yōu)化計算的約束條件有:1)壓縮機進口溫度在混合工質(zhì)露點溫度之上，以防止壓縮機液擊；壓縮機出口溫度小于壓縮機的過熱保護溫度120℃；壓縮機絕熱效率取為0.7。2)混合工質(zhì)循環(huán)回路水冷及預冷機組板式換熱器的換熱端差均不小于3K。3)節(jié)流過程為等焓過程，節(jié)流閥6節(jié)流溫差和換熱過程中窄點溫差均不小于2K，以保證多股流換熱器中高低壓工質(zhì)間有足夠的傳熱溫差。4)根據(jù)實驗數(shù)據(jù)，高壓側(cè)壓損0.9×105Pa；低壓側(cè)壓損為0.4×105Pa。5)為保證系統(tǒng)安全運行，系統(tǒng)最高壓力不超過25×105Pa。

在上述目標函數(shù)和約束條件下，對混合工質(zhì)中主要成分:N2、CH4、C2H6及C3H8的含量進行優(yōu)化。其它兩種較重烴(i-C4H10和i-C5H12)組分摩爾比取固定值(1%)。表2列出了優(yōu)化過程中主要組分的變動范圍。

表2 主要組分變化范圍(摩爾百分比)Tab.2 Variation range of the main components (mol%)

系統(tǒng)模擬中混合工質(zhì)熱力學參數(shù)計算采用PR方程，計算程序由C++語言自行編制。優(yōu)化計算的基礎(chǔ)工況基于實際實驗的數(shù)據(jù)，并以壓力為7×105Pa的干燥空氣為液化氣體。通過對各個混合工質(zhì)組份分別攝動，研究各組份對系統(tǒng)制冷COP的影響，其模擬計算結(jié)果分別示于如圖4至圖7。

圖4～7虛線框中三角形為實際實驗點的組分與系統(tǒng)COP在圖中的表示，同時，在該實驗條件約束下的優(yōu)化點也在圖中以五角星示出?？梢钥闯?，實際系統(tǒng)運行的效率較低，通過對混合工質(zhì)組分的調(diào)整，可以使得系統(tǒng)COP較大提升。

圖4 壓縮機功率及系統(tǒng)COP隨C3H8摩爾分數(shù)變化圖Fig. 4 Illustration of the compressor power and system’s COP vary with the mole fraction of C3H8

C3H8對系統(tǒng)運行性能的影響由圖4示出。隨C3H8在混合工質(zhì)中的摩爾分數(shù)的增大，壓縮機功耗減小，系統(tǒng)COP顯著增加，可見增大混合工質(zhì)中C3H8的含量對增大系統(tǒng)冷量是有利的。然而當C3H8含量增大到一定值，如＞35%，換熱過程中窄點溫差將小于2K，使得高低壓混合工質(zhì)間的熱量傳遞無法有效進行，實際運行中很難靠不斷增加C3H8含量來達到模擬計算中得到的較大系統(tǒng)制冷效率。另外，混合工質(zhì)中C3H8含量過多還會使混合工質(zhì)露點溫度上升，會增大壓縮機液擊的可能性，對系統(tǒng)運行不利。綜合考慮系統(tǒng)效率、系統(tǒng)運行安全和實際運行條件等因素的影響，C3H8的摩爾組份最好不超過35%。通過對圖4中實驗點與優(yōu)化點的對比，可以看出，優(yōu)化過程增加了C3H8的摩爾組份后，系統(tǒng)效率得到了有效提升。

圖5 壓縮機功率及系統(tǒng)COP隨CH4摩爾分數(shù)變化圖Fig. 5 llustration of the compressor power and system’s COP vary with the mole fraction of CH4

圖5示出CH4含量對壓縮機功耗及系統(tǒng)COP的作用關(guān)系。當CH4含量增加較多時，壓縮機功耗增大，系統(tǒng)COP減小。因此當工況要求制冷溫度低于-170℃時，提高混合工質(zhì)中CH4含量對系統(tǒng)效率沒有好處，CH4摩爾組份應(yīng)保持在25%左右。從圖5中可以看出，實驗點CH4的摩爾濃度較大，大大影響了系統(tǒng)的制冷效率，優(yōu)化中通過對CH4組分的調(diào)整，系統(tǒng)效率可得到提升。

圖6示出C2H6含量對壓縮機功耗及系統(tǒng)COP的影響。隨著C2H6摩爾比份增加，壓縮機功耗減小，系統(tǒng)COP也隨之微略減小。可見該組分的含量也不宜過高，一般控制在15%左右。由于系統(tǒng)效率對C2H6含量的變化并不敏感，所以優(yōu)化前后，并未對C2H6的含量進行調(diào)整；而優(yōu)化組分中的其它組分均有所改變，使得系統(tǒng)的COP明顯增大，故實驗點與優(yōu)化點呈現(xiàn)出如圖6中的分布情況。

圖6 壓縮機功率及系統(tǒng)COP隨C2H6摩爾分數(shù)變化圖Fig.6 Illustration of the compressor power and system’s COP vary with the mole fraction of C2H6

在實際運行中，混合工質(zhì)中CH4、C2H6的含量不能過低，因為多股流換熱器中，高、低壓混合工質(zhì)之間熱量傳遞主要是利用不同組分的不同蒸發(fā)溫度實現(xiàn)相變換熱，從而使系統(tǒng)降溫，并實現(xiàn)最終氣體液化溫度。因此在實際運行中，CH4與C2H6的摩爾含量之和最好控制在40%以上。

圖7給出N2含量對壓縮機功耗及系統(tǒng)COP的影響。隨著N2摩爾組份增大時，壓縮機功耗增大，系統(tǒng)COP減小。然而要獲得足夠低的制冷溫度(如-170℃以下)，N2組分含量是不可太少的。根據(jù)模擬結(jié)果，當N2組分減小到一定值的時候(＜14%時)，系統(tǒng)將不能順利降溫至空氣液化溫度。另一方面，增加混合工質(zhì)中N2的含量，會使節(jié)流閥6前后溫降增大，提升換熱器中窄點溫差，同時系統(tǒng)COP會略有降低，因此N2的含量需保持在一個合理的范圍內(nèi)，以保證系統(tǒng)降溫到液化低溫并保持較高COP。圖7中優(yōu)化點的選取便是兼顧了系統(tǒng)COP與多股流換熱器中換熱窄點溫差后的結(jié)果。

圖7 壓縮機功率及系統(tǒng)COP隨N2摩爾分數(shù)變化圖Fig. 7 Illustration of the compressor power and system’s COP vary with the mole fraction of N2

通過對系統(tǒng)整體優(yōu)化分析，并結(jié)合實際運行對節(jié)流前后溫差及換熱器中窄點溫差的要求，我們得出該循環(huán)系統(tǒng)混合工質(zhì)的優(yōu)化摩爾組份為:N2:21%，CH4:26%，C2H6:17%，C3H8:34%，i-C4H10:1%，i-C5H12:1%。在該組分下，模擬計算獲得的主壓縮機功耗為5.96kW，預冷機組功耗為1.80kW，總功耗為7.76kW，系統(tǒng)所獲冷量為2.56kW，系統(tǒng)COP為0.33。

4 結(jié)論

研究的小型混合工質(zhì)循環(huán)(MRC)氣體液化流程由常規(guī)制冷壓縮機驅(qū)動，具有機組設(shè)備和流程簡單，投資省，管理方便等，易于在各種場合靈活采用等特點。通過多次成功低溫實驗，系統(tǒng)最低制冷溫度達到-182℃以下，且運行穩(wěn)定。

通過對混合制冷工質(zhì)的組分優(yōu)化分析，揭示混合工質(zhì)主要組分對MRC系統(tǒng)整體效率的影響。得到在給定的氣體液化工藝條件下的優(yōu)化組分為:N2:21%，CH4:26%，C2H6:17%，C3H8:34%，i-C4H10:1%，i-C5H12:1%。

同時優(yōu)化分析得出實驗系統(tǒng)的運行還有較大的組分配比優(yōu)化空間，合理配比組分可使得該實際系統(tǒng)獲得更大的制冷量、氣體液化率及COP。

本文受中山大學BP液化天然氣中心(99103-9390001)項目資助，廣東省教育廳液化天然氣與低溫技術(shù)重點實驗室(39000-3211101)項目資助。(This project was supported by the SYSU-BP Center for LNG Education, Training and Research (No.99103-9390001), and the Key Laboratory of LNG Cryogenic Technology Department of Education of Guangdong Province (No.39000-3211101).)

[1] Wenzel L A. LNG Peak Shaving Plants - A Comparison of Cycles[J]. Advances in Cryogenic Engineering, 1973(20): 90-102.

[2] Vink K J. Comparison of Base-Load Liquefaction Process[C]// 12th International Conference & Exhibition on Liquefied Natural Gas, Perch. Australia:1998.

[3] A J Finn, Johnson G L, Tomlinson T R. Developments in Natural Gas Liquefaction[J]. Hydrocarbon Processing,1999, 78(4): 47.

[4] Frank Del Nogal, Kim Jin-Kuk, Simon Perry. Optimal Design of Mixed Refrigerant Cycles[J]. Ind. Eng. Chem.Res, 2008, 47: 8724-8740.

[5] 石玉美, 顧安忠, 汪榮順, 等. 制冷劑參數(shù)對混合制冷劑循環(huán)液化天然氣流程性能的影響[J]. 上海交通大學學報, 2000, 34, 9. (Shi Yumei,Gu AnZhong,Wang Rongshun, et al. Effect of Parameters of Mixed Refrigeration on the Performance of Mixed Refrigerant Cycle to Liquefy the Natural Gas[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2000, 34, 9.)

[6] Lee G C, Smith R, Zhu X X. Optimal Synthesis of Mixed-Refrigerant Systems for Low-Temperature Processes[J].Ind. Eng. Chem. Res. 2002, 41: 5016-5028.