煤層氣氮膨脹制冷液化工藝參數優(yōu)化計算

摘 要

摘要：論述了煤層氣氮膨脹制冷液化工藝的工藝參數的計算方法，分析了煤層氣液化流程中影響壓縮機功率的因素。關鍵詞：液化天然氣；液化煤層氣；氮膨脹制冷；功耗；工藝計算Optimal Calcul
摘要：論述了煤層氣氮膨脹制冷液化工藝的工藝參數的計算方法，分析了煤層氣液化流程中影響壓縮機功率的因素。
關鍵詞：液化天然氣；液化煤層氣；氮膨脹制冷；功耗；工藝計算
Optimal Calculation of Coal Bed Methane Liquefaction Process Parameters in Nitrogen Expander Refrigeration
WANG Wen-jun，DU Jian-mei，JIANG Jian-zhi，CHANG Yu-chun
Abstract：The calculation method of coal bed methane liquefaction process parameters in nitrogen expander refrigeration is described-The factors influencing compressor power in liquefaction process of coal bed methane are analyzed.
Key words：liquefied natural gas；liquefied coal bed methane；nitrogen expander refrigeration；power consumption；process calculation
煤層氣俗稱瓦斯，是儲存在煤層中的一種煤層氣，是清潔高效的能源，其主要成分是甲烷。煤層氣的存在對我國的煤礦開采一直是重大的安全隱患，“先抽后采”是煤礦安全運行的保證。此外，未經處理或回收的煤層氣直接排放到大氣中會造成溫室效應，破壞臭氧層?，F在利用深冷技術，把煤層氣冷卻至-162℃而形成液化煤層氣(LCBM)，便于儲存和遠距離運輸。
1 氮膨脹制冷液化工藝
   氮膨脹液化工藝近年來在我國應用較多。特別是對小規(guī)模液化廠，它具有流程簡單、結構緊湊、造價略低、運行靈活、技術成熟、易于操作和控制等特點。制冷劑采用單組分的氮氣，安全性好，放空不會引起火災或爆炸危險[1、2]。其缺點是功耗較高，比采用混合制冷劑液化流程高40%左右[3]。氮膨脹制冷液化工藝流程見圖1。
   (1) 煤層氣流程
   煤層氣原料氣經壓縮、脫硫、脫碳、干燥、脫汞后進入本工段。先進入冷箱，冷箱主要由1～4號換熱器組成，經過1號換熱器預冷后，分離出的重烴由點25排出到重烴儲罐，分離后的氣相經2、3、4號換熱器分別液化、深冷，經點6節(jié)流降壓到點24。點24即為成品液化煤層氣，由管道余壓輸送到儲罐，在常壓或壓力下儲存。
    (2) 制冷劑氮氣流程
    氮氣經壓縮機壓縮、水冷后，依次進入低壓增壓機、中壓增壓機增壓、冷卻器冷卻，然后由點7進入冷箱。經1號換熱器初步預冷后進入中壓膨脹機，膨脹后溫度、壓力均降低，同時輸出膨脹功帶動中壓增壓機。膨脹后的氮氣由點9進入3號換熱器繼續(xù)冷卻，由點10進入低壓膨脹機，膨脹后溫度、壓力進一步降低，同時輸出膨脹功帶動低壓增壓機。經低壓膨脹機膨脹后的制冷劑由換熱器的最冷端點11逐級進入各換熱器，為煤層氣和制冷劑提供冷量。
 

2 典型氮膨脹制冷液化工藝計算
2.1 工藝計算目的
    工藝計算的目的是確定流程中各點的溫度、壓力、制冷劑流量，計算壓縮機功率。
2.2 計算前需確定的已知條件
    (1) 冷箱入口煤層氣溫度、壓力、流量及組成。
    本次計算以山西晉城某地區(qū)煤層氣為條件，氣體摩爾分數為：甲烷0.971，氮氣0.024，氧氣0.005；煤層氣日處理量為25×104m3/d，平均小時流量為10417m3/h，煤層氣來氣壓力為0.5MPa(本文壓力均指絕對壓力)，溫度為34℃。
    (2) LCBM儲罐的儲存溫度、壓力，由LCBM儲罐類型決定。
    (3) 換熱器端面冷、熱流體溫差，取3℃。
    (4) 機械設備的效率，由設備廠家提供。
    (5) 換熱器阻力，本次計算冷箱總阻力取0.1MPa，每個換熱器平均分配，由此引起的誤差對計算結果的影響在誤差允許范圍內。
2.3 工藝計算過程
    (1) 點1
    通過迭代計算原料氣壓縮機功率和制冷劑壓縮機功率之和最小時，煤層氣壓縮機出口壓力減去吸收塔、脫水、脫汞裝置及管道的阻力，作為進冷箱壓力。
    (2) 點7
    點7是制冷劑進冷箱壓力，一般為4.4～4.7MPa。經過迭代計算尋找壓縮機功耗最小時對應的p7。該點溫度T7=T1。
    (3) 點24
    點24處于冷箱中LCBM節(jié)流后狀態(tài)。其壓力為儲罐的儲存壓力加輸送過程局部阻力、沿程阻力和液位高差靜壓，并考慮一定富余量。溫度按儲罐工作溫度計算(考慮從冷箱至儲罐因有壓降而引起的焦耳-湯姆遜效應將導致一定的溫降，會抵消一部分因輸送管道受熱而引起的溫升，故計算時按溫度相等計算，由此所引起的誤差在允許范圍內)。
    (4) 點6
    點6壓力為煤層氣冷箱入口壓力減去各換熱器阻力。根據節(jié)流前點6的焓h6和節(jié)流后點24的焓h24相等，由軟件計算點6溫度T6。
    (5) 點11
    點11處于氮氣經低壓膨脹機膨脹后的狀態(tài)，p11取0.4MPa。點6與點11端面換熱溫差取3℃，是板翅式換熱器的最小換熱溫差。若溫差取得過大，換熱器火用損失大，壓縮機功耗高。工程設計時點10壓力取1.49MPa，根據點11參數及p10可由軟件計算出T10。
    (6) 點15
    T15=T1-3    (1)
    p15=p11-△p    (2)
式中Ti——點i溫度，K
    pi——點i絕對壓力，MPa
    △p——制冷劑通過4個換熱器的總阻力，MPa，取0.1MPa
    (7) 點8和點2
    p8=p7-△p1    (3)
    T2=T8    (4)
    p2=p1-△p1    (5)
式中△p1——制冷劑或煤層氣通過1號換熱器的阻力，MPa，取0.025MPa
    T8是影響制冷劑壓縮機功耗的主要因素之一，需迭代計算以尋找最小功耗對應的T8，迭代溫度范圍為230～245K。
    (8) 點9和點4
    p9=p10+△p3        (6)
    T4=T9             (7)
    p4=p1-△p1-△p2    (8)
式中△p3——制冷劑或煤層氣通過3號換熱器的阻力，MPa，取0.025MPa
    △p2——制冷劑或煤層氣通過2號換熱器的阻力，MPa，取0.025MPa
    根據點8溫度瓦按等熵膨脹由軟件計算出咒。
    (9) 確定制冷劑的循環(huán)量g棚
    列1、2、3、4號換熱器熱平衡方程。
    1號換熱器熱平衡方程：
    qm,1(h1-h2)+qm,7(h7-h8)=qm,7(h15-h14)      (9)
    2號換熱器熱平衡方程：
    qm,1(h3-h4)=qm,7(h14-h13)               (10)
    3號換熱器熱平衡方程：
    qm,1(h4-h5)+qm,7(h9-h10)=qm,7(h13-h12)    (11)
    4號換熱器熱平衡方程：
    qm,1(h5-h6)=qm,7(h12-h11)               (12)
式中qm,i——點i煤層氣或制冷劑質量流量，kg/h
    hi——點i煤層氣或制冷劑的比焓，kJ/(kg·K)
    由式(9)～(12)求出qm,7。
    (10) 求T14
    由式(9)求得h14，作閃蒸計算由軟件求T14。
    (11) 求T13
    由式(10)求得h13，作閃蒸計算由軟件求T13。
    (12) 求T12
    由式(12)求得h12，作閃蒸計算由軟件求T12。
    (13) 確定低壓增壓機出口壓力p20
    確定p20后，中壓增壓機入口壓力為：
    p21=p20-△pc    (13)
式中△pc——單臺冷卻器阻力，MPa，取0.01MPa
    確定中壓增壓機入口溫度、壓力及出口壓力后可計算出中壓增壓機所需功率Ps,2。試算不同的P20，使中壓膨脹機輸出功率Pe,2滿足中壓增壓機功率需要。
   (14) 確定壓縮機出口壓力p17
   確定p17的方法同上，即低壓膨脹機輸出功率Pe,1能夠滿足低壓增壓機功率Ps,1。
   (15) 計算壓縮機功率Pc
   由壓縮機進口壓力、溫度及出口壓力可計算出壓縮機功率Pc。
2.4 結果的約束條件
   各換熱器端面不能出現負溫差，且冷熱流體的設計溫差不小于3℃。
    在氮膨脹制冷液化工藝中，煤層氣壓縮后壓力約5MPa的情況下，190K時已全部液化，由于煤層氣從開始液化到全部液化溫度區(qū)間比較小，但在此溫度區(qū)間內由于要釋放出大量的潛熱，故此溫度區(qū)間冷負荷占換熱器總負荷的比例較大。在氮膨脹制冷液化系統(tǒng)中，煤層氣主要在2號換熱器完成液化。如果液化溫度區(qū)間在2號換熱器底部，則此時2號換熱器煤層氣需要的冷負荷全部集中在底部較低的溫度區(qū)間。由于制冷劑沒有相變，提供的冷負荷隨溫度分布比較均勻，并且要求制冷劑溫度比煤層氣溫度低，制冷劑難以在此較小的溫度區(qū)間提供足夠的冷負荷。因此工藝計算中需對每個換熱器從低溫段向高溫段進行冷負荷檢查，方法是從換熱器底部每5℃一個溫度區(qū)間進行檢查，確保從低溫向高溫溫度區(qū)間的累積冷負荷足夠。
2.5 工藝計算迭代方法
    氮膨脹制冷液化工藝迭代方法見圖2。
 

3 優(yōu)化結果及分析
3.1 優(yōu)化結果
    液化單位體積煤層氣耗電量為0.623kW·h/m3；，備點工藝參數計算結果見表1。由于本工程煤層氣組分中不合重烴，因此點25無重烴析出。
表1 氮膨脹制冷液化工藝流程各點工藝參數
工況點編號
溫度/K
絕對壓力/MPa
比焓/(kJ·kg-1)
比熵/(kJ·kg-1·
K-1)
質量流量
/(kg·h-1)
體積流量/(m3·h-1)
1
307.00
5.30
851.43
4.70
7644
10417
2
238.00
5.28
668.96
4.02
7644
10417
3
238.00
5.28
7668.96
4.02
7644
10417
4
181.80
5.25
279.39
2.08
7644
10417
5
136.50
5.23
90.85
0.90
7644
10417
6
103.96
5.20
-20.23
-0.03
7644
10417
7
307.00
4.68
309.37
5.70
77387
61890
8
238.00
4.66
230.79
5.41
77387
61890
9
181.80
1.52
179.61
5.48
77387
61890
10
136.50
1.49
125.75
5.15
77387
61890
11
100.77
0.45
96.29
5.21
77387
61890
12
109.64
0.43
107.26
5.33
77387
61890
13
175.67
0.40
179.74
5.87
77387
61890
14
211.91
0.38
218.22
6.09
77387
61890
15
304.00
0.35
314.83
6.49
77387
61890
16
304.00
0.34
314.85
6.49
77387
61890
17
388.67
2.51
400.95
6.15
77387
61890
18
307.00
2.50
313.58
5.90
77387
61890
19
307.00
2.50
313.58
5.90
77387
61890
20
335.10
3.18
342.70
5.92
77387
61890
21
307.00
3.17
312.26
5.82
77387
61890
22
355.60
4.69
362.81
5.86
77387
61890
24
106.16
0.26
-20.23
0.08
7644
10417
3.2 壓縮機功耗分析
   ① 中壓膨脹機入口溫度
圖3是在固定原料氣壓縮后壓力和制冷劑進入冷箱壓力的情況下，原料氣壓縮機和制冷劑壓縮機總功率隨著中壓膨脹機入口溫度的變化曲線。由圖3可見，隨著中壓膨脹機入口溫度升高，系統(tǒng)總功耗減小。這是因為隨著中壓膨脹機入口溫度升高，1號換熱器熱負荷減小，隨之系統(tǒng)總熱負荷減小，故制冷劑壓縮機功耗降低。但中壓膨脹機入口溫度不能過高，否則2號換熱器將出現負溫差而不能正常工作。
 

    ② 原料氣壓縮后壓力
    隨著煤層氣壓縮后壓力的增大，在滿足換熱器無負溫差的情況下，制冷劑壓縮機功率減小、原料氣壓縮機功率增大，壓縮機總功率增大。這是因為隨著煤層氣壓縮后壓力增加，煤層氣進入冷箱比焓h1降低。由于LCBM儲存溫度、壓力不變，故冷箱底端點24比焓不變。此時煤層氣入口和液化后焓差減小，冷箱所需總負荷減小，制冷劑壓縮機功率減小。由于原料氣壓縮機功率增加速度大于制冷劑壓縮機功率減小速度，故總功率略增大。此外，隨著煤層氣壓縮后壓力增加，可以采用較高的中壓膨脹機入口溫度。綜合優(yōu)化計算后，最佳的煤層氣進入冷箱壓力為5.3MPa，中壓膨脹機入口溫度為238K。
參考文獻：
[1] 吳洪松.液化天然氣站場的技術進展[J].煤氣與熱力，2007，27(10)：14-17.
[2] 朱文蘭.液化天然氣裝置的類型與液化工藝[J].煤氣與熱力，2006，26(10)：5-7.
[3] 顧安忠，魯雪生，汪榮順，等.液化天然氣技術[M].北京：機械工業(yè)出版社，2003.
 
(本文作者：王文軍 杜建梅 蔣建志 常玉春 中國市政工程華北設計研究總院 天津 300074)