PFHE 型五級液氮預(yù)冷氫膨脹與四級氦膨脹氫液化工藝研究

李文振 張周衛(wèi) 樊翔宇 劉要森

(1 蘭州交通大學(xué)環(huán)境與市政工程學(xué)院 蘭州 730070)

(2 蘭州交通大學(xué)LNG 低溫裝備及自動化研究所 蘭州 730070)

1 引言

氫能作為一種高效、潔凈的二次能源,是“碳達(dá)峰、碳中和”戰(zhàn)略目標(biāo)下清潔能源的代表之一。 氫能的利用涉及制取、儲運(yùn)和應(yīng)用等技術(shù)環(huán)節(jié),而液氫的制取是氫能利用的關(guān)鍵技術(shù)難題之一。 液氫相比于氫氣具有密度大、便于儲運(yùn)等優(yōu)勢。 如何大規(guī)模、高效率、高集約性地實(shí)現(xiàn)氫的液化是液氫制取的技術(shù)難題之一。 傳統(tǒng)的氫氣液化工藝主要有3 大類:節(jié)流氫液化系統(tǒng)、帶膨脹機(jī)的氫液化系統(tǒng)以及氦制冷氫液化系統(tǒng),其中節(jié)流氫液化系統(tǒng)和帶膨脹機(jī)的氫液化系統(tǒng)均包含液氮預(yù)冷型氫液化工藝[1]。

氫液化技術(shù)在歐美國家的發(fā)展水平比較成熟。W L Staats 等[2]提出并分析了一種氦預(yù)冷的液化量為50t/d 的氫液化系統(tǒng),并借助MATLAB 編程研究改變組件效率和各系統(tǒng)參數(shù)對系統(tǒng)效率的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn)在兩級、三級和四級氦膨脹循環(huán)中四級膨脹的效率最高。 H Matsuda 等[3]對比了4 種不同制冷劑的Joule-Brayton(J-B)預(yù)冷Claude 循環(huán),即氫氣、氦氣、氖氣和氖氣與冷泵相結(jié)合的J-B 預(yù)冷Claude 循環(huán),4種流程的液氫產(chǎn)量均為300t/d。 就液氫產(chǎn)能而言,北美占了全球液氫總產(chǎn)能的85%以上。 美國航天領(lǐng)域液氫的規(guī)模化應(yīng)用非常成熟,并且產(chǎn)業(yè)化程度極高,美國本土已有15 座以上的液氫工廠,產(chǎn)量達(dá)326 t/d,居于全球首位。 歐洲4 座液氫工廠的液氫產(chǎn)能達(dá)24 t/d。 亞洲有16 座液氫工廠,總產(chǎn)能達(dá)38.3 t/d,其中日本占2/3[4]。 日本W(wǎng)E-NET 項(xiàng)目[5]目標(biāo)定位于未來氫能的產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用,開展基于氮?dú)忸A(yù)冷Claude循環(huán)的大型氫液化裝備的研究,其液化能力可達(dá)300t/d。 韓國曉星集團(tuán)聯(lián)合德國林德集團(tuán)采用林德氫液化技術(shù)建立目前全球最大規(guī)模的氫能源工廠,年產(chǎn)能達(dá)1.3 萬t,計(jì)劃于2022 年竣工[6]。

國內(nèi)針對氫液化的研究無論是液氫制取質(zhì)量還是氫液化裝備制造水平與歐美國家仍存在巨大差距。曹學(xué)文等[7]提出了一種采用LNG 預(yù)冷的新型雙壓Linde-Hampson 氫液化工藝,系統(tǒng)的設(shè)計(jì)液氫產(chǎn)量為5t/d,采用膨脹降溫與換熱冷卻相結(jié)合的方法實(shí)現(xiàn)對氫氣的深冷,并借助Aspen HYSYS 軟件對工藝流程中的比能耗、效率和損失進(jìn)行了詳細(xì)的計(jì)算和分析。 航天科技集團(tuán)公司101 所[8]自主研制了國內(nèi)第一套氫液化裝備,產(chǎn)能為100L/h。 近期,航天科技集團(tuán)公司101 所攻克多項(xiàng)氫液化技術(shù)難題成功完成我國首套自主知識產(chǎn)權(quán)的基于氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)的調(diào)試,仲氫含量達(dá)97.4%,填補(bǔ)了我國自主知識產(chǎn)權(quán)的液氫規(guī)?；a(chǎn)方面的空白,針對運(yùn)載火箭燃料供給方面有重大戰(zhàn)略意義[9]。 中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所[10]突破了高速氣體軸承氦透平膨脹機(jī)等五大關(guān)鍵技術(shù),自主研成首臺萬瓦級液氫溫區(qū)低溫制冷裝備并成功應(yīng)用于航天產(chǎn)品性能測試。 目前,中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所已啟動了大型低溫制冷設(shè)備二期研制工作,將進(jìn)行更低溫區(qū)(液氦/超流氦)大型低溫設(shè)備研制,推動大型低溫制冷技術(shù)的持續(xù)發(fā)展。

目前,我國正處在積極實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)的關(guān)鍵時期,氫能具有應(yīng)對氣候變化的優(yōu)勢和作為戰(zhàn)略能源的潛力。 而將氫能納入我國能源發(fā)展戰(zhàn)略和應(yīng)用于航天領(lǐng)域的前提就是如何研發(fā)出一套技術(shù)成熟的大規(guī)模氫液化裝備[11]。 我國在氫液化工藝的研究尤其是突破大中型氫液化技術(shù)難題還有很多工作要做。 本文重點(diǎn)研究以板翅式換熱器(PFHE)為核心的30 萬方/天液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝和氦膨脹制冷氫液化工藝的原理、工藝流程和主液化裝備的設(shè)計(jì)計(jì)算方法,從而解決大中型氫液化工藝在實(shí)際工程化應(yīng)用中的技術(shù)難題,為氫液化技術(shù)應(yīng)用于航天領(lǐng)域、實(shí)現(xiàn)中國航天夢提供重要參考。

2 四級PFHE 型氦膨脹制冷氫液化工藝

四級PFHE 型氦膨脹制冷[12-13]氫液化系統(tǒng)由四級連貫的板翅式主換熱器組成,四級PFHE 型氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)工藝流程如圖1 所示。 原料氫進(jìn)人一級板束(HX-1)中被氦制冷劑冷卻至約-188.5 ℃;接著流入二級板束(HX-2)的原料氫被氦氣冷卻到-233.2 ℃,原料在離開三級板束(HX-3)之時達(dá)到過冷狀態(tài),此時其溫度約為- 244.2 ℃,壓力為5.97 MPa;然后流至四級板束(HX-4)中,氫氣溫度被氦制冷劑冷卻至-250.8 ℃完成冷凝過程,過冷的液氫出四級主換熱器后雖有壓損,但壓力仍較高,故對出四級換熱器的液氫進(jìn)行降壓,經(jīng)降壓后的液化氫氣達(dá)到-252.2 ℃、0.1 MPa 送入液氫儲罐中儲運(yùn)。 此外,將正仲氫轉(zhuǎn)化(O-P 轉(zhuǎn)化)所需要的催化劑-氧化鐵裝進(jìn)主換熱器中,讓正氫最大程度轉(zhuǎn)化為仲氫,以防止液氫大量汽化。 氦制冷循環(huán)由4 級可逆、封閉和回?zé)岬难h(huán)級聯(lián)而成。 4 級循環(huán)的最大壓力均為4 MPa,最小壓力隨溫度的降低而增大。 氦制冷循環(huán)設(shè)計(jì)采用四級氦膨脹制冷工藝,共4 個氦氣封閉循環(huán)。首先,氦氣經(jīng)各級壓縮后流入輔助換熱器(R1 ～R3)與回流氦氣進(jìn)行逆流換熱(一級氦制冷循環(huán)除外,來流氦氣經(jīng)一級壓縮后直接進(jìn)入膨脹機(jī)),溫度降低后的氦氣進(jìn)入各級膨脹機(jī)(T1—T4),在膨脹機(jī)中壓力和溫度進(jìn)一步降低的氦氣流至主換熱器(HX1—HX4)并與氫氣進(jìn)行逆流換熱,氫氣溫度降低,氦氣溫度上升,出主換熱器被冷卻后氫氣流向下一級主換熱器,完成冷卻任務(wù)的回流氦氣則進(jìn)入輔助換熱器冷卻來流氦氣自身溫度提高(一級氦制冷循環(huán)除外,氦氣出主換熱器后直接回流至壓縮機(jī)),然后回流至各級壓縮機(jī),經(jīng)壓縮后再次流向各級循環(huán)。

圖1 四級PFHE 型氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)工藝流程Fig.1 Four-stage PFHE type helium expansion refrigeration hydrogen liquefaction system process

3 五級PFHE 型液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝

五級PFHE 型液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝由兩個循環(huán)組成:氮?dú)馀蛎浿评鋄14]系統(tǒng)及氫氣膨脹制冷系統(tǒng)。 五級PFHE 型液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝如圖2 所示。

圖2 五級PFHE 型液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝流程Fig.2 Five-stage PFHE type liquid nitrogen pre-cooling hydrogen expansion refrigeration hydrogen liquefaction process

氮?dú)馀蛎浹h(huán)由3 個連貫的PFHE 板束組成,氣態(tài)氮經(jīng)過壓縮機(jī)(NC1—NC3) 壓縮達(dá)到90 ℃,3.06 MPa的狀態(tài),經(jīng)過水冷器(NX-1)降溫至36 ℃,分出一股進(jìn)入一級氮膨脹機(jī)(NT-1)為氮1 換熱器(NE-1)提供冷量,將循環(huán)氮降溫至-55 ℃,接著分出一股至二級氮膨脹機(jī)(NT-2)然后流入氮2 換熱器(NE-2)將循環(huán)氮降溫至-117 ℃,之后繼續(xù)分出一股進(jìn)入三級氮膨脹機(jī)(NT-3)然后流至氮3 換熱器(NE-3)將循環(huán)氮降溫至-160 ℃,同時氮?dú)庠贜E-3 中液化為LN2,然后LN2流入節(jié)流裝置降低其壓力,在液氮槽中LN2被分為3 股,分別為氫1(HE-1)、氫2 (HE-2)、氫3(HE-3)換熱器提供冷量,最后氮制冷劑處于32 ℃、0.85 MPa 狀態(tài)流至壓縮機(jī)繼續(xù)進(jìn)行制冷循環(huán)。

氫氣膨脹循環(huán)系統(tǒng)由5 個連貫的PFHE 板束組成,原料氫經(jīng)過水冷器(HX-1)降溫至40 ℃后流向壓縮機(jī)(HC1 ～HC3)處于90 ℃,1.18 MPa 狀態(tài),接著由水冷器(HX-2)進(jìn)一步冷卻至36 ℃同時流至氫1、氫2、氫3 換熱器被氮?dú)狻⑴蛎洑?、以及?jié)流氫冷卻至-190 ℃,然后分出一股進(jìn)一級氫膨脹機(jī)(HT-1)為氫4 換熱器(HE-4)提供冷量,將原料氫的溫度降低到-227 ℃,一部分原料氫流向氫5 換熱器(HE-5)被進(jìn)一步冷卻,其余原料氫進(jìn)入二級氫膨脹機(jī)(HT-2)為氫5 換熱器提供冷量,原料氫的溫度經(jīng)過五級冷卻至-246 ℃,最終原料氫被節(jié)流裝置減壓冷卻至-252.2℃,0.13 MPa 的LH2送入液氫儲罐中儲運(yùn)。

4 液化流程工藝參數(shù)的計(jì)算方法

4.1 一級氫換熱器各股流工藝參數(shù)確定

液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)和氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)的各級工藝參數(shù)計(jì)算方法相同,因此取液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)的一級氫換熱器的換熱過程為例開展其工藝參數(shù)的計(jì)算方法研究。 在整個氫液化系統(tǒng)工藝參數(shù)的計(jì)算過程中,沒有考慮正仲氫的轉(zhuǎn)化,設(shè)定氫氣流量為3 ×105Nm3/d。

根據(jù)能量守恒定律:

式中:m1為原料氫質(zhì)量流量,kg/s;ΔH1為原料氫進(jìn)出口焓差,kJ/kg;m2為膨脹氫質(zhì)量流量,kg/s;ΔH2為膨脹氫進(jìn)出口焓差,kJ/kg;m3為節(jié)流氫質(zhì)量流量,kg/s;ΔH3為節(jié)流氫進(jìn)出口焓差,kJ/kg;m4為循環(huán)氮質(zhì)量流量,kg/s;ΔH4為循環(huán)氮進(jìn)出口焓差,kJ/kg。

基于能量守恒定律得出液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)的一級氫換熱器通道中各股流體的工藝參數(shù)如表1 所列。

表1 液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)一級氫換熱器各股流工藝參數(shù)Table 1 Liquid nitrogen pre-cooling hydrogen expansion refrigeration hydrogen liquefaction system first stage hydrogen heat exchanger process parameter

4.2 PFHE 系列常數(shù)計(jì)算

流道質(zhì)量流速:

式中:Gi為各股流質(zhì)量流速,kg/(m2·s);W為各股流質(zhì)量流量,kg/s;fi為單層通道一米寬度上的截面積,m2。

雷諾數(shù):

式中:de為各股流側(cè)PFHE 翅片的當(dāng)量直徑,m;μ為各股流的粘度,kg/(m·s);g為重力加速度,m/s2。

普朗特?cái)?shù):

式中:C為各股流體的比熱,kJ/(kg·℃);λ為各股流體的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·℃)。

斯坦頓數(shù):

式中:j為傳熱因子。

給熱系數(shù)α可由式(6)計(jì)算出:

流道壓力:

式中:δ為各股流側(cè)PFHE 翅片厚度,m。

各股流側(cè)翅片效率:

式中:h為各股流側(cè)翅片高度,m;tanh(Ph/2)為雙曲正切函數(shù)。

各股流側(cè)表面效率:

式中:F2為各股流側(cè)翅片二次傳熱面積,m2;F0為各股流側(cè)翅片總傳熱面積,m2。

4.3 各股流側(cè)換熱器傳熱面積計(jì)算

基于液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)和氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)各股流側(cè)換熱器傳熱面及計(jì)算方法相同,故取一級氫換熱器原料氫側(cè)與氮?dú)鈧?cè)總傳熱面積計(jì)算為例。

原料氫側(cè)傳熱面積為基準(zhǔn)的總傳熱系數(shù):

式中:αh為氮?dú)鈧?cè)給熱系數(shù),J/(m2·℃);η0h為氮?dú)鈧?cè)總傳熱效率;αc為原料氫側(cè)給熱系數(shù),J/(m2·℃);η0c為原料氫側(cè)總傳熱效率;F0h為氮?dú)鈧?cè)單位面積翅片的總傳熱面積,m2;F0c為原料氫側(cè)單位面積翅片的總傳熱面積,m2。

氮?dú)鈧?cè)傳熱面積為基準(zhǔn)的總傳熱系數(shù):

傳熱面積:

式中:Q為傳熱負(fù)荷,kW;K為各股流側(cè)總傳熱系數(shù),J/(m2·℃);Δt為對數(shù)平均溫差,℃。

各股流側(cè)PFHE 板束長度:

式中:f為各股流側(cè)單位面積翅片的總傳熱面積,m2;n為流道數(shù),n=8;b為各級板翅式換熱器寬度,m。

4.4 各級換熱器壓力損失計(jì)算

板翅式換熱器總壓力損失[15-16]為:

式中:ΔP1為板翅式換熱器入口導(dǎo)流段壓力損失,Pa;ΔP2為板翅式換熱器出口導(dǎo)流段壓力損失,Pa;ΔP3為板翅式換熱器中段壓力損失,Pa;G為質(zhì)量流速,kg/(m2·s);gc為重力換算系數(shù),為1.27 ×108;ρ1為流體入口密度,kg/m3;Cd為收縮阻力系數(shù);σ為板束通道截面積與集氣管最大截面積之比;ρ2為流體出口密度,kg/m3;l為換熱器中段長度,m;f為摩擦因數(shù);De為PFHE 翅片當(dāng)量直徑,m;ρa(bǔ)v為進(jìn)出口流體平均密度,kg/m3;Ce為擴(kuò)大阻力系數(shù)。

4.5 兩種氫液化工藝制冷循環(huán)效率(COP)計(jì)算

制冷量:

式中:m1為制冷循環(huán)換熱器中的質(zhì)量流量kg/s;H2為換熱器出口焓值,kJ/kg;H1為換熱器進(jìn)口焓值,kJ/kg。

比功耗:

式中:m2為制冷循環(huán)壓縮機(jī)中的質(zhì)量流量,kg/s;H4為壓縮機(jī)出口焓值,kJ/kg;H3為壓縮機(jī)進(jìn)口焓值,kJ/kg。

根據(jù)圖1 氦膨脹制冷氫液化工藝中各氫換熱器(HX1—HX4)、氦換熱器(He-R1—He-R3)以及三級氦壓縮機(jī)的進(jìn)出口狀態(tài)點(diǎn)的焓值和各級制冷循環(huán)的質(zhì)量流量計(jì)算出氦膨脹制冷氫液化工藝的總制冷量為275.46 kJ/s,總功耗為4832.63 kJ/s,則氦膨脹制冷氫液化工藝系統(tǒng)的制冷循環(huán)效率COP為0.057。

根據(jù)圖2 液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝中各氫換熱器(HE1—HE5)、氮換熱器(NE1—NE3)、氫壓縮機(jī)(HC1—HC7)以及氮壓縮機(jī)(NC1—NC4)進(jìn)出口狀態(tài)點(diǎn)焓值和各級制冷循環(huán)的質(zhì)量流量計(jì)算出液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝總制冷量為407.24 kJ/s,總功耗為6 568.39 kJ/s,則液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝系統(tǒng)的制冷循環(huán)效率COP為0.062。

5 結(jié)果分析與討論

液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝和氦膨脹制冷氫液化工藝參數(shù)的計(jì)算結(jié)果如表2 所示,兩種氫液化工藝中不同級數(shù)主換熱裝備的主要工藝參數(shù)如圖3—圖6 所示。

圖3 兩種氫液化工藝不同級數(shù)主換熱裝備翅片效率Fig.3 Fin efficiency of main heat exchange equipment with different stages in two hydrogen liquefaction processes

圖4 兩種氫液化工藝不同級數(shù)主換熱裝備表面效率Fig.4 Surface efficiency of main heat exchange equipment with different stages in two hydrogen liquefaction processes

圖5 兩種氫液化工藝不同級數(shù)主換熱裝備總換熱面積Fig.5 Total heat exchange area of main heat exchange equipment with different stages of two hydrogen liquefaction processes

圖6 兩種氫液化工藝不同級數(shù)主換熱裝備壓力損失Fig.6 Pressure loss of main heat exchange equipment with different stages in two hydrogen liquefaction processes

基于表2 以及圖3—圖6 分析可知,液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝和氦膨脹制冷氫液化工藝參數(shù)中的質(zhì)量流量、傳熱系數(shù)以及Re、Pr、St數(shù)均比較接近,對于制冷效率、液化效率等參數(shù),液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝明顯優(yōu)于氦膨脹制冷氫液化工藝,制冷循環(huán)效率COP提高8.1%;翅片效率提高6.5%;表面效率高7.3%,同時針對氫液化工藝流程中傳熱面積、板束長度及壓力損失而言,液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝明顯低于氦膨脹制冷氫液化工藝,傳熱面積減少10.9%;壓力損失減少9.7%。

表2 液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝和氦膨脹制冷氫液化工藝參數(shù)表Table 2 Parameters of liquid nitrogen pre-cooling hydrogen expansion refrigeration hydrogen liquefaction process and helium expansion refrigeration hydrogen liquefaction process

因此針對30 萬方/天PFHE 型液氫的制取工藝系統(tǒng)而言,兩種工藝各有優(yōu)缺點(diǎn),液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化工藝制冷效率高、液化效率高、集約性好、傳熱面積和壓力損失較少、可同時制取兩種低溫工質(zhì)(液氫和液氮)但主液化裝備多;氦膨脹制冷氫液化工藝流程簡單、但功能單一、傳熱面積和壓力損失較大、集約性差。

6 結(jié)論

(1)通過研究設(shè)計(jì)30 萬方/天的液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)和氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)兩種氫液化工藝,并給出了兩種工藝的具體工藝參數(shù)。

(2)研究了液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)和氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)兩種氫液化工藝并給出了主液化裝備板翅式換熱器的設(shè)計(jì)計(jì)算方法。

(3)比較了液氮預(yù)冷氫膨脹制冷氫液化系統(tǒng)和氦膨脹制冷氫液化系統(tǒng)兩種氫液化工藝的各自特點(diǎn)并給出了兩種工藝優(yōu)劣對比。 液氮預(yù)冷氫膨脹氫液化工藝制冷效率COP高、傳熱面積和壓力損失較少、集約性好、可同時制取兩種低溫工質(zhì)(液氫和液氮)但主液化裝備多;氦膨脹制冷氫液化工藝流程較簡單、但功能單一、傳熱面積和壓力損失較大、集約性差。 因此可根據(jù)實(shí)際工程應(yīng)用中的需求選用合適的氫液化工藝。