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    LNG與NGL聯(lián)產(chǎn)工藝優(yōu)化及改進

    2020-10-29 01:32:14王金波蔣洪宋曉娟
    石油與天然氣化工 2020年5期
    關(guān)鍵詞:火用乙烷溫差

    王金波 蔣洪 宋曉娟

    西南石油大學石油與天然氣工程學院

    天然氣作為清潔能源與煤炭相比可減少50%的溫室氣體排放[1]。目前,天然氣占世界能源產(chǎn)量接近22%[2]。根據(jù)預測,到2030年天然氣在世界一次能源供應中將達到30%[3]。天然氣運輸?shù)闹饕绞绞枪茌敽鸵夯烊粴?liquefied natural gas,LNG)。對于短距離天然氣運輸,管道輸送技術(shù)十分成熟且較為經(jīng)濟,但是對于遠距離輸送,用LNG則更為經(jīng)濟。對于氣源分散、同時距離供氣管網(wǎng)較遠的非常規(guī)氣田,采用LNG比管道輸送方法更為經(jīng)濟。由于天然氣中含有乙烷及乙烷以上的重烴,因此在天然氣液化前需要將天然氣脫烴以滿足液化天然氣技術(shù)要求。另一方面,天然氣中的乙烷是制乙烯的原料,乙烷裂解生產(chǎn)乙烯在工藝以及回收率上,與石腦油相比存在諸多優(yōu)點。因此,有必要對天然氣中的乙烷進行回收[4-6]。

    本研究在LNG與NGL聯(lián)產(chǎn)工藝中,為進一步提高乙烷回收率,凝液回收采用冷干氣回流(cold residue reflux,CRR)工藝[7-8],制冷采用混合冷劑制冷循環(huán)(single mixed refrigeration,SMR)工藝。在保證乙烷回收率95%以上的前提下,以單位能耗為目標,使用遺傳算法對流程進行優(yōu)化。并針對換熱器對數(shù)平均溫差較大的情況,提出了改進流程。

    1 流程描述

    1.1 乙烷回收工藝與LNG工藝

    乙烷回收工藝采用CRR工藝,見圖1。預處理的天然氣(NG)經(jīng)過換熱器HX-1被冷卻到-60 ℃,然后進入分離器S-1,分離器部分液相物流4經(jīng)過節(jié)流降溫至-85 ℃進入脫甲烷塔(D-1)下部,部分氣相7經(jīng)過膨脹機(E-1)降溫到-90 ℃進入脫甲烷塔中下部,分離器剩余氣相物流8與剩余液相物流5混合后進入換熱器HX-1,冷卻至-75 ℃,然后進入換熱器HX-2冷凝至-90 ℃,經(jīng)過節(jié)流閥降溫至-98 ℃進入脫甲烷塔上部。脫甲烷塔塔頂部分物流18增壓后經(jīng)過換熱器冷卻至-100 ℃,然后經(jīng)過節(jié)流降溫至-102 ℃作為回流進入脫甲烷塔;脫甲烷塔塔底物流進入脫乙烷塔(D-2)上部,脫乙烷塔塔頂部分物流23經(jīng)過換熱器HX-1冷凝至-10 ℃,作為回流進入脫乙烷塔頂部。由于脫甲烷塔內(nèi)部存在多余冷量,因此從塔內(nèi)抽出3股溫度分別為-85 ℃、-91 ℃、-14 ℃的物流,在換熱器HEX-1內(nèi)換熱;脫甲烷塔塔頂物流25進入換熱器HX-2冷卻至-151 ℃,經(jīng)過節(jié)流閥降壓至200 kPa,溫度降至-155 ℃進入LNG儲罐。另外,在乙烷回收工藝中,通過增加3股側(cè)線抽出物流以降低能耗,同時可以減少重沸器。

    1.2 制冷工藝

    制冷工藝采用SMR工藝,制冷劑經(jīng)過壓縮機兩級增壓進入分離器S-3將氣液兩相分離,氣相與液相分別經(jīng)過壓縮機與泵增壓后進入空氣/水冷卻器冷凝至40 ℃進入分離器S-2,分離器液相MR14進入換熱器HX-1過冷后,經(jīng)過節(jié)流閥降壓,氣相MR10經(jīng)過換熱器HX-1與HX-2過冷后,經(jīng)過節(jié)流閥降壓降溫后進入換熱器HX-2內(nèi)相變制冷,然后與節(jié)流降壓后的分離器液相MR16混合進入換熱器HX-1制冷。假設(shè)膨脹機E-1輸出功均被壓縮機C-4接收,沒有能量損失。

    1.3 聯(lián)產(chǎn)工藝模擬參數(shù)

    原料氣預處理后的摩爾分數(shù)如表1所列。

    表1 原料氣摩爾分數(shù)%組成摩爾分數(shù)組成摩爾分數(shù)N22.3331CH489.2415C2H66.2903C3H81.3901i-C40.2530n-C40.2670i-C50.0790n-C50.0610n-C60.0460n-C70.0390 注:總流量為470267kg/h;溫度為13℃;壓力為5900kPa。

    本研究模擬軟件采用Aspen HYSYS,其中狀態(tài)方程選擇p-R狀態(tài)方程。聯(lián)產(chǎn)流程中模擬參數(shù)規(guī)定如表2所列。

    表2 模擬參數(shù)規(guī)定參數(shù)取值水冷器/空冷器壓降/kPa0換熱器壓降/kPa0壓縮機絕熱效率/%75膨脹機等熵效率/%75乙烷回收率/%≥95換熱器最小換熱溫差/℃≥3水冷器冷卻溫度/℃40空冷器冷卻溫度/℃50

    2 流程參數(shù)優(yōu)化

    2.1 遺傳算法

    1975年,Holland描述了如何將自然進化原理應用于優(yōu)化問題,并建立了第一個遺傳算法(genetic algorithm,GA),遺傳算法基礎(chǔ)是遺傳和進化原理,現(xiàn)在遺傳算法已經(jīng)成為解決優(yōu)化問題的有力工具[9]。遺傳算法在天然氣液化工藝中被廣泛使用并獲得良好的優(yōu)化效果[10-13]。遺傳算法從初始函數(shù)隨機生成的種群開始,然后通過變異、選擇和交叉等方法在全局解中搜索優(yōu)化目標函數(shù)[14]。使用ActiveX技術(shù)將Aspen HYSYS與Matlab連接,然后通過編碼使Matlab讀取HYSYS中的參數(shù),并對HYSYS中的參數(shù)賦值,以此為基礎(chǔ),即可在Matlab中使用遺傳算法對HYSYS中的工藝流程參數(shù)進行優(yōu)化。本研究中采用遺傳算法的相關(guān)參數(shù)如表3所列。

    表3 遺傳算法參數(shù)參數(shù)取值種群大小200最大進化代數(shù)150交叉概率0.70變異概率0.01選擇方法隨機遍歷抽樣

    2.2 目標函數(shù)

    本研究以單位能耗作為遺傳算法的優(yōu)化目標,單位能耗W定義為集成流程的總能耗與LNG產(chǎn)品質(zhì)量流量的比值(kW·h/kg)。其表達式如式(1)所示。

    (1)

    式中:X為決策變量;WC-1、WC-2、WC-3、WP-1為壓縮機能耗,kW;qLNG為LNG質(zhì)量流量,kg/h。

    2.3 約束條件與懲罰函數(shù)

    換熱器夾點溫差需要滿足的條件是換熱器HX-1與HX-2夾點溫差不小于3 ℃,其表達式如式(2)、式(3)所示。

    Δtmin,HEX-1≥3 ℃

    (2)

    Δtmin,HEX-2≥3 ℃

    (3)

    在計算過程中,當換熱器最小溫差小于3 ℃時,單位能耗可能會降低,但是并不符合實際運行情況,因此引入懲罰函數(shù),如式(4)所示。

    W=f(X)·e(3+g(y))

    (4)

    其中,g(y)表達式如式(5)所示。

    g(y)=Max(3-Δtmin,HEX-1,

    3-Δtmin,HEX-2)

    (5)

    2.4 決策變量

    決策變量包括制冷循環(huán)中冷凝壓力、蒸發(fā)壓力、制冷循環(huán)中制冷劑各組分流量以及過冷溫度共8個變量,決策變量及其取值范圍如表4所示。

    表4 基礎(chǔ)流程決策變量及取值范圍參數(shù)參數(shù)下限參數(shù)上限pMR8/kPa15002800pMR1/kPa150650tMR11/℃-130-170摩爾流量/(kmol·h-1)N210028800CH410028800C3H810028800i-C510028800C2H410028800

    3 改進流程

    如圖2中Ⅰ部分所示,由于物流25在換熱器HX-2中發(fā)生相變,導致冷熱組合曲線溫差波動范圍很大,從而導致能量損失較大。圖3展示了物流25的t-H圖,當壓力升高時,相變溫度升高,摩爾相變焓減小,因此,在物流25處增加了1臺壓縮機以提高相變溫度,以減少對數(shù)平均溫差(logarithmic mean temperature difference, LMTD),從而降低能耗。改進流程如圖4所示,改進流程與基礎(chǔ)流程的主要區(qū)別在于物流25處增加了1臺壓縮機C-5。

    改進流程中需要增加物流25的壓力作為決策變量之一,決策變量如表5所列,目標函數(shù)如式(6)所示。約束條件及遺傳算法的相關(guān)參數(shù)保持不變。

    (6)

    表5 改進流程決策變量及取值范圍參數(shù)參數(shù)下限參數(shù)上限SMRpMR8/kPa15002800pMR1/kPa150650tMR11/℃-130-170摩爾流量/(kmol·h-1) N210028800 CH410028800 C3H810028800 i-C510028800 C2H410028800p25(LNG)/kPa26005000

    4 火用分析

    火用是以環(huán)境狀態(tài)作為基準,從系統(tǒng)的某一狀態(tài)到環(huán)境狀態(tài)所做的最大的功[15]?;鹩弥饕譃槲锢砘鹩?、動能火用、勢能火用以及化學火用4部分。但是動能火用和勢能火用十分小,可以忽略不計。由于系統(tǒng)中并沒有發(fā)生化學反應,所以不考慮化學火用。

    本研究流程中主要設(shè)備為壓縮機、泵、膨脹機、節(jié)流閥、換熱器、脫甲烷塔以及脫乙烷塔,通過火用分析方法可以計算以上設(shè)備的火用損失,以評價流程優(yōu)化改進效果?;鹩脫p失計算公式如式(7)所示。

    ΔEx=(H-T0S)state2+(H-T0S)state1

    (7)

    式中:ΔEx為火用損失,kJ;H為物流的焓,kJ;S為物流的熵,kJ/K;T0為環(huán)境溫度,K。

    5 結(jié)果與討論

    圖5為基礎(chǔ)流程與改進流程采用遺傳算法優(yōu)化的收斂曲線。由圖5可知,對基礎(chǔ)流程優(yōu)化后單位能耗為0.41 kW·h/kg,而改進流程采用遺傳算法優(yōu)化后能耗降低到0.36 kW·h/kg。表6展示了各個決策變量優(yōu)化后的數(shù)據(jù)。改進流程優(yōu)化結(jié)果與基礎(chǔ)流程優(yōu)化結(jié)果相比,由于增加了1臺壓縮機,使得物流25壓力由2 600 kPa增加到4 233 kPa,溫度由-99.30 ℃升高到-70.74 ℃,提高了相變溫度,因此在制冷循環(huán)中甲烷含量也會隨之降低,改進流程優(yōu)化后甲烷摩爾流量與基礎(chǔ)流程優(yōu)化結(jié)果相比減少了58%。制冷劑總摩爾流量下降了11.63%。

    圖6為換熱器HX-2基礎(chǔ)流程(Ⅲ)與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后(Ⅰ)以及改進流程優(yōu)化后(II)的冷、熱組合曲線圖?;A(chǔ)流程與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后相比,優(yōu)化效果主要是使得-100 ℃以上的溫位更加匹配,由于相變的存在導致-100 ℃以下的溫位匹配效果較差。改進流程優(yōu)化后與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后相比,熱組合曲線中相變段相變溫度由-99.35 ℃升高到-85.44 ℃,摩爾相變焓由5 123 kJ/kmol降低到2 740 kJ/kmol,其結(jié)果是使得-100 ℃以下的溫位更加匹配。由圖6(Ⅳ)可知,改進流程優(yōu)化后,換熱負荷與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后相比下降8.45%,其冷熱組合曲線最大溫差由20.08 ℃降至9.61 ℃,溫差波動范圍減小。表6為優(yōu)化改進結(jié)果。由表6可知,換熱器HX-2對數(shù)平均溫差由6.7 ℃降低到4.9 ℃。

    表6 優(yōu)化及改進結(jié)果參數(shù)基礎(chǔ)流程優(yōu)化后基礎(chǔ)流程改進流程優(yōu)化后MR循環(huán)pMR8/kPa246120002243pMR1/kPa206.0300.0191.3tMR11/℃-151.0-145.0-154.7摩爾流量/(kmol·h-1)N21856120002913CH422162306009292C2H4143302800020990C3H8145002500011450i-C5115361520012250總摩爾流量6438311080056895HX-1最小換熱溫差/℃3.0033.1653.038LMTD/℃5.610.65.5HX-2最小換熱溫差/℃3.0013.0353.006LMTD/℃6.77.64.9單位能耗/(kWh·kg-1)0.410.550.36p25(LNG)/kPa260026004233

    圖7展示了基礎(chǔ)流程、基礎(chǔ)流程優(yōu)化后與改進流程優(yōu)化后主要設(shè)備的火用損失。改進流程優(yōu)化后與基礎(chǔ)流程相比,火用損失減少43.92%。其中換熱器HX-2火用損失減少最多,占總火用損失減少量的32.14%。在改進流程中主要壓縮機與空冷器火用損失最大,兩者占比達到57%。在總火用損失中,脫甲烷塔與脫乙烷塔火用損失最小,由于保持乙烷回收流程參數(shù)不變,脫甲烷塔與脫乙烷塔火用損失在優(yōu)化改進前后無變化。

    6 結(jié)論

    本課題對天然氣液化工藝與乙烷回收工藝進行了仿真模擬研究,其中制冷采用混合制冷工藝,乙烷回收采用冷干氣回流工藝。并將脫甲烷塔與換熱器HX-1集成,減少了脫甲烷塔的重沸器。以單位能耗為目標函數(shù),在保證乙烷回收率在95%以上的前提下,以制冷循環(huán)各組分流量、蒸發(fā)壓力、冷凝壓力以及過冷溫度共8個關(guān)鍵參數(shù)為決策變量,采用遺傳算法進行優(yōu)化。優(yōu)化結(jié)果顯示:

    (1)基礎(chǔ)流程與基礎(chǔ)優(yōu)化流程相比,換熱器HX-1的對數(shù)平均溫差由10.6 ℃降低到5.6 ℃,換熱器HX-2的對數(shù)平均溫差由7.6 ℃降低到6.7 ℃;流程進一步優(yōu)化后,換熱器HK-1與HK-2的對數(shù)平均溫差分別降至5.5 ℃和4.9 ℃。

    (2)基礎(chǔ)流程與基礎(chǔ)優(yōu)化流程相比,單位能耗由0.55 kW·h/kg降低到0.41 kW·h/kg;對基礎(chǔ)流程優(yōu)化后,針對換熱器HX-2對數(shù)平均溫差較大提出了改進,在天然氣進入換熱器HX-2之前增加1臺壓縮機以改變相變溫度,使換熱曲線更加匹配。

    (3)改進優(yōu)化流程與基礎(chǔ)優(yōu)化流程相比,單位能耗由0.41 kWh/kg降至0.36 kWh/kg。對集成流程中主要設(shè)備進行火用分析顯示,改進流程優(yōu)化后與基礎(chǔ)流程相比,火用損失減少43.92%。其中,換熱器HX-2火用損失減少最多。壓縮機火用損失在整體火用損失中所占比例最大。

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