丙烷預冷混合制冷劑液化工藝原料氣敏感性分析

潘紅宇，李玉星，朱建魯

（中國石油大學 （華東）儲建學院，山東 青島266580）

引 言

液化天然氣 （LNG）由于其本身的優(yōu)越性，近年來得到了快速發(fā)展。天然氣液化后便于進行經(jīng)濟可靠的運輸，提高儲存效率和安全保證，有利于城市負荷的調(diào)節(jié)，并且對環(huán)境效益顯著［1］。在天然氣液化工藝中，20世紀70年代后期和80年代初期，美國空氣液化公司 （APCI）成功開發(fā)出丙烷預冷的混合制冷劑液化技術，在大型LNG工廠得到廣泛的應用。到2003年，世界上液化天然氣產(chǎn)量的85%使用丙烷預冷的混合制冷劑液化工藝，其中預冷段采用丙烷制冷劑，液化段采用混合制冷劑，很好地提高了液化率和制冷劑循環(huán)效率［2－7］。

天然氣液化裝置運行時，外界條件是時刻變化的，在存在擾動的情況下系統(tǒng)運行的穩(wěn)定性是選擇液化工藝的一個重要因素，而動態(tài)仿真是驗證液化工藝穩(wěn)定性的重要手段。國外對液化工藝的動態(tài)仿真起步較早，文獻 ［8－10］建立了液化工藝中主要設備的動態(tài)模型并對液化工藝進行了動態(tài)仿真，文獻 ［11－13］對單級混合制冷劑液化工藝和多級混合制冷劑液化工藝進行了簡單的動態(tài)仿真。挪威科技大學對混合制冷劑液化工藝的動態(tài)仿真做了大量的工作，以挪威建設的大型天然氣液化裝置為基礎建立了混合制冷劑液化工藝中主要設備的動態(tài)模型，并對級聯(lián)式混合制冷劑液化工藝、單級混合制冷劑液化工藝和多級混合制冷劑液化工藝進行了動態(tài)仿真及控制方式的研究，但是僅僅局限于天然氣流量擾動時的動態(tài)仿真，沒有進行存在其他擾動變化時的動態(tài)仿真［14－16］。相對來說國內(nèi)對混合制冷劑的動態(tài)仿真起步較晚，主要集中在上海交通大學、哈爾濱工業(yè)大學。上海交通大學［17－18］從20世紀90年代開始從事天然氣液化相關技術的研究，主要是采用數(shù)值模擬方法進行液化工藝的分析和研究，哈爾濱工業(yè)大學［19］主要針對混合制冷劑循環(huán)進行動態(tài)仿真研究、流程操作特性和適應性研究。

由于實際情況中原料氣的入口壓力、溫度、組分均存在變化的可能，需要針對丙烷預冷混合制冷劑液化工藝進行動態(tài)仿真，并對其原料氣敏感性進行分析。通過分別添加原料氣壓力、溫度、組分的擾動，得到了混合制冷劑、丙烷制冷劑、原料氣3個工藝系統(tǒng)的動態(tài)響應，從而驗證丙烷預冷混合制冷劑液化工藝在原料氣入口條件擾動時的穩(wěn)定性和可靠性。

1 丙烷預冷混合制冷劑液化工藝模型建立

利用Aspen HSYSY建立動態(tài)仿真模型，如圖1所示。動態(tài)仿真時，首先根據(jù)丙烷預冷混合制冷劑液化工藝建立流程的穩(wěn)態(tài)模型，并以穩(wěn)態(tài)模型的結果作為建立動態(tài)模型的初值，然后根據(jù)實際中的設備參數(shù)及邊界條件進行動態(tài)參數(shù)的設定，并增加PID控制器。動態(tài)模型采用壓力驅(qū)動的方式實現(xiàn)，模型中的流量通過阻力和壓力差計算，因此模型中需要設置各個壓縮機的功率和效率以及閥門等阻力件的開度和流量系數(shù)，從而得到合理的流量。

模型中原料氣入口參數(shù)為24.85℃，5MPa，甲烷含量為89.94%，在此基礎上對工藝系統(tǒng)添加擾動，展開原料氣入口條件的敏感性分析。

圖1 丙烷預冷混合制冷劑流程圖Fig.1 Flow chart of propane pre－cooled mixed refrigerant liquefaction

2 原料氣壓力敏感性分析

在20min時將原料氣入口壓力由5000kPa升至6000kPa后，混合制冷劑、丙烷、原料氣系統(tǒng)分別出現(xiàn)不同的響應，結果如下。

圖2是原料氣入口壓力改變時混合制冷劑系統(tǒng)的響應。在原料氣壓力增高后，混合制冷劑流量下降7.27%，直至166.67min時穩(wěn)定在21004kmol·h－1左右；混合制冷劑壓力上升11.32%，直至250 min時穩(wěn)定在1846kPa；混合制冷劑溫度上升1.47%，直至250min時穩(wěn)定在－22℃。這是因為，在原料氣入口壓力上升后，由于LNG節(jié)流閥的作用，會導致原料氣流量下降，換熱器負荷下降，混合制冷劑流量下降，所以混合制冷劑的溫度和壓力均上升，直到達到新的平衡后穩(wěn)定。

圖2 原料氣入口壓力改變時混合制冷劑系統(tǒng)的響應Fig.2 Response of mixed refrigerant system when inlet pressure of feed gas changes

圖3是原料氣入口壓力改變時原料氣系統(tǒng)的響應。在原料氣壓力增高后，原料氣流量增高，然后迅速下降12.55%，并在166.67min時穩(wěn)定至7878kmol·h－1；原料氣入口溫度、壓力基本維持不變；末端節(jié)流閥入口原料氣溫度小幅波動后在166.67min時穩(wěn)定在－151.8℃；經(jīng)丙烷預冷后原料氣溫度升高2.39%，至25min時穩(wěn)定在－28.3℃。這是因為，當原料氣入口壓力突然上升時，原料氣流量隨之上升，但受到LNG末端節(jié)流閥的串級控制，流量迅速回落并穩(wěn)定，節(jié)流閥入口原料氣溫度受到串級控制影響，經(jīng)過小幅波動后也保持穩(wěn)定，由于原料氣入口壓力上升，新的流量穩(wěn)定值小于原流量穩(wěn)定值。另外原料氣入口溫度并不受壓力變化影響，所以保持不變。由于最初原料氣流量增高，在最初丙烷流量沒有變化時換熱器負荷不變，導致經(jīng)丙烷預冷后的原料氣溫度上升，直到達到新的平衡后保持穩(wěn)定。

圖3 原料氣入口壓力改變時原料氣系統(tǒng)的響應Fig.3 Response of feed gas system when inlet pressure of feed gas changes

圖4是原料氣入口壓力改變時丙烷系統(tǒng)的響應。在原料氣壓力增高后，丙烷流量下降3.48%，并在166.67min時穩(wěn)定在15064kmol·h－1。第三級丙烷壓縮機出口壓力上升5.53%，并在166.67min時穩(wěn)定在1363.5kPa；第二級丙烷壓縮機出口壓力上升8.24%，并在166.67min時穩(wěn)定在525.04kPa；第一級丙烷壓縮機出口壓力上升7.63%， 并 在 166.67min 時 穩(wěn) 定 在 271.05 kPa。這是因為，原料氣入口壓力下降導致原料氣流量下降，換熱器負荷減少，所以丙烷流量下降，進而導致第一、二、三級丙烷壓縮機出口壓力上升，直到達到新的平衡后穩(wěn)定。

圖4 原料氣入口壓力改變時丙烷系統(tǒng)的響應Fig.4 Response of propane refrigerant system when inlet pressure of feed gas changes

3 原料氣溫度敏感性分析

在20min時將原料氣入口溫度由24.85℃降至20℃后，混合制冷劑、丙烷、原料氣系統(tǒng)分別出現(xiàn)不同的響應，結果如下。

圖5是原料氣入口溫度改變時混合制冷劑系統(tǒng)的響應。在原料氣溫度降低后，混合制冷劑流量上升0.24%，直至66.67min時穩(wěn)定在22702kmol·h－1左右；混合制冷劑壓力下降0.45%，直至78.33min時穩(wěn)定在1643.5kPa；混合制冷劑溫度下降0.05%，直至78.33min時穩(wěn)定在－25.9℃。這是因為，在原料氣入口溫度下降后，在入口壓力不變的情況下原料氣流量會上升，換熱器負荷增大，混合制冷劑流量上升，所以混合制冷劑的溫度和壓力均下降，直到達到新的平衡后穩(wěn)定。

圖5 原料氣入口溫度改變時混合制冷劑系統(tǒng)的響應Fig.5 Response of mixed refrigerant system when inlet temperature of feed gas changes

圖6是原料氣入口溫度改變時原料氣系統(tǒng)的響應。在原料氣溫度降低后，原料氣流量上升0.78%，在83.33min時穩(wěn)定至9021.5kmol·h－1；原料氣入口溫度壓力及末端節(jié)流閥入口原料氣溫度基本維持不變；經(jīng)丙烷預冷后原料氣溫度小幅下降0.36%，在21.67min時穩(wěn)定在－34.9℃。這是因為，當原料氣入口溫度突然下降時，在入口壓力不變的情況下原料氣流量上升，但受到LNG末端節(jié)流閥的串級控制，流量迅速回落并波動上升，最終穩(wěn)定，節(jié)流閥入口原料氣溫度受到串級控制影響基本維持不變，另外原料氣入口壓力不受影響，所以基本保持不變。此外，由于原料氣入口溫度下降，經(jīng)丙烷預冷后原料氣溫度小幅下降。

圖7是原料氣入口溫度改變時丙烷系統(tǒng)的響應。在原料氣溫度降低后，丙烷流量上升0.66%，并在26.67min時穩(wěn)定在15712kmol·h－1。第三級丙烷壓縮機出口壓力下降0.66%，并在30min時穩(wěn)定在1283.5kPa；第二級丙烷壓縮機出口壓力下降0.68%，并在30min時穩(wěn)定在481.6kPa；第一級丙烷壓縮機出口壓力下降0.71%，并在30 min時穩(wěn)定在250.1kPa。這是因為，原料氣入口溫度下降導致原料氣流量上升，換熱器負荷增加，所以丙烷流量上升，進而導致第一、二、三級丙烷壓縮機出口壓力下降，直到達到新的平衡后穩(wěn)定。但由于丙烷流量上升不大，第一、二、三級丙烷壓縮機出口壓力下降也不大。

圖6 原料氣入口溫度改變時原料氣系統(tǒng)的響應Fig.6 Response of feed gas system when inlet temperature of feed gas changes

圖7 原料氣入口溫度改變時丙烷系統(tǒng)的響應Fig.7 Response of propane refrigerant system when inlet temperature of feed gas changes

4 原料氣組分敏感性分析

在20min時將原料氣中甲烷含量由89.94%改為80%，其余組分按比例增加后，混合制冷劑、丙烷、原料氣系統(tǒng)分別出現(xiàn)不同的響應，結果如下。

圖8是原料氣組分改變時混合制冷劑系統(tǒng)的響應。在原料氣組分改變后，混合制冷劑流量下降7.85%，直至143.33min時穩(wěn)定在20868kmol·h－1左右；混合制冷劑壓力上升13.70%，直至150 min時穩(wěn)定在1877.3kPa；混合制冷劑溫度上升1.47%，直至150min時穩(wěn)定在－22℃。這是因為，原料氣組分改變后，原料氣流量下降，換熱器負荷減小，混合制冷劑流量下降，所以混合制冷劑溫度和壓力均上升，直到達到新的平衡后穩(wěn)定。

圖8 原料氣組分改變時混合制冷劑系統(tǒng)的響應Fig.8 Response of mixed refrigerant system when components of feed gas changes

圖9是原料氣組分改變時原料氣系統(tǒng)的響應。在原料氣組分改變后，原料氣流量下降18.06%，并在166.67min時穩(wěn)定至7335kmol·h－1；原料氣入口溫度、壓力基本維持不變；末端節(jié)流閥入口原料氣溫度小幅波動后基本穩(wěn)定在－151.8℃；經(jīng)丙烷預冷后原料氣溫度上升4.18%，并在30min時穩(wěn)定在－24℃。這是因為，當原料氣組分改變時，隨著甲烷含量的減小，原料氣分子量增加、密度增大，在入口閥門系數(shù)及壓力不變的情況下原料氣流量減小，換熱器負荷減小，經(jīng)丙烷預冷后原料氣溫度上升，節(jié)流閥入口原料氣溫度受到串級控制影響基本保持穩(wěn)定，原料氣流量受串級控制影響也逐漸趨于穩(wěn)定。另外，原料氣入口溫度并不受原料氣組分變化影響，所以保持不變。

圖9 原料氣組分改變時原料氣系統(tǒng)的響應Fig.9 Response of feed gas system when components of feed gas changes

圖10是原料氣組分改變時丙烷系統(tǒng)的響應。在原料氣組分改變后，丙烷流量持續(xù)下降，并在143.33min時穩(wěn)定在15020kmol·h－1。第三級丙烷壓縮機出口壓力上升，并在143.33min時穩(wěn)定在1366.64kPa；第二級丙烷壓縮機出口壓力上升，并在143.33min時穩(wěn)定在525.67kPa；第一級丙烷壓縮機出口壓力上升，并在143.33min時穩(wěn)定在271.31kPa。這是因為，原料氣組分改變導致原料氣流量減小，換熱器負荷減小，丙烷流量下降，進而導致第一、二、三級丙烷壓縮機出口壓力上升，直到達到新的平衡后穩(wěn)定。

圖10 原料氣組分改變時丙烷制冷劑系統(tǒng)的響應Fig.10 Response of propane refrigerant system when components of feed gas changes

5 結 論

通過動態(tài)仿真的方式給丙烷預冷混合制冷劑液化工藝流程分別添加原料氣入口壓力、溫度、組分的擾動，獲得混合制冷劑、丙烷制冷劑、原料氣3個工藝系統(tǒng)的響應。當原料氣壓力擾動時，混合制冷劑系統(tǒng)需要160～250min恢復穩(wěn)定，丙烷制冷劑系統(tǒng)需要160min左右恢復穩(wěn)定，原料氣系統(tǒng)需要160min左右恢復穩(wěn)定；當原料氣溫度擾動時，混合制冷劑系統(tǒng)需要60～80min恢復穩(wěn)定，丙烷制冷劑系統(tǒng)需要20～30min恢復穩(wěn)定，原料氣系統(tǒng)需要20～80min恢復穩(wěn)定；當原料氣組氣擾動時，混合制冷劑系統(tǒng)需要150min左右恢復穩(wěn)定，丙烷制冷劑系統(tǒng)需要140min左右恢復穩(wěn)定，原料氣系統(tǒng)需要30～160min恢復穩(wěn)定。驗證了丙烷預冷混合制冷劑液化工藝在原料氣入口條件擾動時的穩(wěn)定性和可靠性。而且原料氣壓力和組分的擾動對系統(tǒng)影響較大，系統(tǒng)恢復穩(wěn)定所需時間教長；原料氣溫度的擾動對系統(tǒng)影響相對較小，系統(tǒng)恢復穩(wěn)定所需時間較短。

［1］ Vink K J.Comparison of baseload liquefaction process／／Twelfth international Conference ＆Exhibition on Liquefied Natural Gas ［C］.1998.

［2］ Okasinski M J，Liu Y N.Dynamic simulation of C3－MR LNG plants with parallel compression strings／／16th International Conference ＆Exhibition on Liquefied Natural Gas ［C］.2010.

［3］ Briend P，Deschildre C，Icart Y，Sequeira S E.Dynamic simulation of a large scale pulsed load helium refrigerator［J］.AIPConferenceProceedings，2010，1218 （1）：1453－1459.

［4］ Cascone R.Advances in small scale LNG technology provide user options ［J］.Oil＆GasJournal，2005，103 （2）：15－21.

［5］ Foglietta J H.Consider dural independent expander refrigera－tion for LNG production ［J］.Hydrocarbon Processing，2004，83 （1）：39－44.

［6］ Kountz K，Kriha K，Liss K，etal.Development of a Small－scale Natural Gas Liquefier.GTI Report （Project 65943）for DOE ［EB／OL］，2003.

［7］ Jolinde M，van de Graaf.The shell PMR process for large capacity LNG trains／／AICHE Spring Meeting ［C］.2005：1－71.

［8］ Goldfarb S，Oldhom J.Refrigeration loop dynamic analysis using PROTISS ［J］ .ComputersandChemical Engineering，1996，20 （S2）：S811－S816.

［9］ Jorge Contreras，Jose Maria Ferrer.Dynamic simulation：a case study ［J］.HydrocarbonEngineering，2005，10 （5）：1－4.

［10］ Rodriguez M，Diaz M S.Dynamic modeling and optimization of cryogenic systems ［J］.AppliedThermalEngineering，2007，27：1182－1190.

［11］ Singh A，Hovd M.Dynamic modeling and control structure design for a liquefied natural gas process／／Proceedings of the 2007American Control Conference ［C］.1347－1352.

［12］ Bezzoi F，Bernardi R.Using proves simulators for steadystate and dynamic plant analysis：an industrial case study［J］.ChemicalEngineeringResearchandDesign，2004，82（A4）：499－512.

［13］ Singh A，Hovd M.Dynamic modeling and control of the PRICO LNG process／／American Institute of Chemical Engineers Annual Meeting ［C］.San Francisco，USA，2006：1－7.

［14］ Jensen J B，Skogestad S.Optimal operation of a simple LNG process／／International Symposium on Advanced Control of Chemical Processes ［C］.2006：241－246.

［15］ Jensen J B，Skogestad S.Optimal operation of simple refrigeration cycles （Ⅰ ）：Degrees of freedom and optimality of sub－cooling ［J］.ComputersandChemical Engineering，2007，31：712－721.

［16］ Jensen J B，Skogestad S.Optimal operation of simple refrigeration cycles （Ⅱ）：Selection of controlled variables［J］.ComputersandChemicalEngineering，2007，31：1590－1601.

［17］ Gu Anzhong （顧安忠）.Handbook of LNG Technology （液化天然氣技術手冊） ［M］.Beijing：China Machine Press，2010：112－122.

［18］ Shi Yumei（石玉 美），Wang Rongshun （汪 榮 順），Gu Anzhong （顧 安 忠 ）.Influence of parameters on C3／MRC process performance of natural gas liquefaction ［J］.Natural GasIndustry（天然氣工業(yè)），2004，24 （3）：111－114.

［19］ Wang Kun （王 坤），Xu Fengyu （徐 風 雨），Li Hongyan（李紅艷），etal.Dynamic performance simulation of platefin heat exchangers in small scale MRC－LNG plant ［J］.Cryogenics（低溫工程），2007，（3）：44－49.