黎志昌 方江敏 馬四朋

(華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院 廣州 510640)

LPG船用BOG再液化裝置工藝流程模擬與優(yōu)化

黎志昌 方江敏 馬四朋

(華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院 廣州 510640)

運(yùn)用工藝流程模擬軟件ASPEN PLUS對(duì)LPG船用蒸發(fā)氣體(BOG)再液化裝置工藝流程進(jìn)行較深入模擬計(jì)算。對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析得知，再液化流程中的參數(shù):BOG壓縮機(jī)的入口壓力、出口壓力、海水冷凝器的冷凝溫度、分流器的分流比例對(duì)再液化裝置的能耗有不同程度的影響。結(jié)合模擬計(jì)算和分析結(jié)果，對(duì)LPG的BOG再液化裝置工藝流程提出對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化分析的基本方法，以最經(jīng)濟(jì)為目標(biāo)對(duì)重要設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析，確定再液化裝置運(yùn)行的最經(jīng)濟(jì)狀態(tài)，最終得出最優(yōu)化的設(shè)計(jì)參數(shù)作為裝置設(shè)備設(shè)計(jì)的依據(jù)。

LPG 再液化 ASPEN PLUS 流程模擬

1 引言

LPG船主要用來運(yùn)輸以丙烷和丁烷為主要成份的石油碳?xì)浠衔铩PG船因其特殊用途而產(chǎn)生了多方面的特殊要求，因而其建造難度大，是代表當(dāng)今世界造船技術(shù)水平的高技術(shù)、高附加值船舶。隨著世界LPG貿(mào)易量的增加，市場(chǎng)對(duì)大型LPG船的需求量也在不斷擴(kuò)大。隨著LPG船的大型化，船上液貨罐的蒸發(fā)氣體(boil off gas，BOG)問題就越顯突出。為了解決因BOG的產(chǎn)生而造成液貨罐壓力過高的問題，需設(shè)置BOG再液化裝置，以控制液貨罐內(nèi)的壓力與溫度，把BOG冷凝后再送回液貨罐，保障LPG船航運(yùn)的經(jīng)濟(jì)與安全。

2 流程模擬

針對(duì)某5 870 m3的LPG船設(shè)計(jì)的BOG再液化裝置工藝流程(如圖1所示)，運(yùn)用ASPEN PLUS對(duì) 該流程進(jìn)行模擬計(jì)算與優(yōu)化分析。

圖1 LPG船用BOG再液化裝置工藝流程簡(jiǎn)圖Fig.1 BOG re-liquefied process flow diagram in LPG carrier

2.1 流程簡(jiǎn)述

如圖1所示，從液貨罐產(chǎn)生的BOG氣體流經(jīng)Vapor to Compressor管線至Suction Separator(吸入式分離器)，對(duì)蒸氣中夾帶的小液滴進(jìn)行分離;分離后的蒸氣進(jìn)入Cargo Compressor(貨物壓縮機(jī))低壓級(jí)進(jìn)行第一級(jí)壓縮，流經(jīng)Tank 1(出口緩沖罐)，進(jìn)入Cargo Economizer(貨物節(jié)能器)，在其中與流經(jīng)Valve 1(節(jié)流閥)的冷凝液節(jié)流產(chǎn)生的低溫蒸氣混合降溫;被冷卻的蒸氣從貨物節(jié)能器流出，經(jīng)Tank 2(入口緩沖罐)進(jìn)入Cargo Compressor高壓級(jí)進(jìn)行第二級(jí)壓縮;經(jīng)過高壓級(jí)壓縮后的氣體流過Tank 3(出口緩沖罐)進(jìn)入LPG Condenser(LPG冷凝器)，經(jīng)海水冷凝后，流至Condensate Receiver(冷凝液接收器)，冷凝液流至貨物節(jié)能器，在貨物節(jié)能器前分流:一部分經(jīng)Valve 1節(jié)流后成為氣液混合物，用作中間換熱器的冷源;另一部分流經(jīng)貨物節(jié)能器管程與殼程的冷凝液換熱，進(jìn)一步冷卻為過冷液體;過冷液體經(jīng)過Valve 2進(jìn)一步節(jié)流后返回液貨罐。

2.2 狀態(tài)方程及模塊的選擇

對(duì)于主要由丙烷、丁烷組成的LPG，其物性參數(shù)和相平衡采用SRK狀態(tài)方程計(jì)算。

LPG船用BOG再液化裝置工藝所涉及的單元設(shè)備為壓縮機(jī)、中間冷卻器、海水冷凝器、分流器等。在用Aspen Plus化工流程模擬軟件對(duì)LPG船用BOG再液化裝置工藝整個(gè)流程進(jìn)行模擬計(jì)算時(shí)，分別選用如下的模塊:壓縮機(jī)用Compr模塊;中間冷卻器采用HeaterX與Mixer模塊的組合形式;換熱器用 HeaterX模塊;分流器用FSplit;節(jié)流閥用Valve模塊。對(duì)流程簡(jiǎn)化后得到圖2所示的工藝模擬流程圖。

圖2 工藝模擬流程圖B1.低壓級(jí)壓縮機(jī);B2.混合器;B3.中間冷卻器;B4.高壓級(jí)壓縮機(jī);B5.海水冷凝器;B6.分流器;B7.中間冷卻器前節(jié)流閥;B8.回罐前節(jié)流閥Fig.2 Processing simulation flow chart

2.3 流程性能參數(shù)計(jì)算公式

通過軟件的模擬計(jì)算得到各節(jié)點(diǎn)的壓力、溫度、密度、質(zhì)量流量等熱力學(xué)參數(shù)。運(yùn)用表1中所示的計(jì)算公式，計(jì)算出工藝流程分析中用到的重要性能參數(shù)如表1。

表1 主要性能參數(shù)Table 1 Main performance parameter

2.4 工藝流程的模擬

LPG船用BOG再液化流程中，有許多參數(shù)將對(duì)流程的可行性、壓縮機(jī)功耗、再液化效率等產(chǎn)生影響。這些參數(shù)有:BOG壓縮機(jī)的入口壓力、出口壓力、海水冷凝器的冷凝溫度、分流器的分流比例。通過改變各參數(shù)的值對(duì)工藝流程進(jìn)行模擬計(jì)算。

3 工藝流程模擬結(jié)果與分析

3.1 BOG的壓縮機(jī)入口壓力對(duì)工藝流程的影響

在液貨罐中，液貨通過罐壁從外界吸收熱量，液貨的溫度不斷升高，氣相的壓力也隨之升高。當(dāng)壓力升高到再液化系統(tǒng)的起動(dòng)壓力時(shí)，再液化裝置啟動(dòng)從氣相中帶走BOG進(jìn)行再液化。由于罐中物料的溫度壓力是變化的，在不同的壓力下，液罐中飽和溫度也會(huì)不同。根據(jù)相平衡原理，液相蒸發(fā)出來的氣體的組分摩爾比會(huì)隨溫度壓力的變化而變化，表2為液貨罐中壓力從(1.08—1.04)×105Pa(BOG壓縮機(jī)入口壓力)所對(duì)應(yīng)的飽和溫度和氣相摩爾比。模擬計(jì)算結(jié)果見表3。

表2 不同入口壓力下的飽和溫度和氣液相摩爾比Table 2 Saturation temperature and gas-liquid mole ratio at different inlet pressure

表3 模擬計(jì)算結(jié)果Table 3 Simulation results

由表3可以看出，隨著BOG壓縮機(jī)的入口壓力降低，再液化裝置的總功耗增大，液化效率降低，這對(duì)降低流程運(yùn)行成本是不利的。但是液貨罐在卸貨期間，LPG的壓力應(yīng)接近接收站的常壓罐壓力，因此BOG壓縮機(jī)的入口壓力也不能太高。同時(shí)考慮到再液化裝置的開啟時(shí)間不宜過長(zhǎng)，因此開停機(jī)的壓力差不能過大。

表4 高壓級(jí)各出口壓力對(duì)應(yīng)的中間壓力Table 4 Corresponding middle pressure under each outlet pressure of high grade

3.2 壓縮機(jī)出口壓力對(duì)工藝流程的影響

再液化裝置使用的是二級(jí)壓縮，因此在改變二級(jí)壓縮出口壓力的同時(shí)，一級(jí)壓縮的出口壓力即中間壓力也在改變。中間壓力pm由比例中項(xiàng)計(jì)算法確定，兩級(jí)壓縮循環(huán)中間壓力pm=(pkp0)1/2。表4為高壓級(jí)各出口壓力對(duì)應(yīng)的中間壓力，模擬計(jì)算結(jié)果見表5。

表5 模擬計(jì)算結(jié)果Table 5 Simulation results

隨著壓縮機(jī)出口壓力增大，再液化裝置的功耗大幅增大，制冷效率大幅降低，不利于流程運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。可見壓縮機(jī)出口壓力應(yīng)該盡可能的低，并且要保證在該壓力下，海水冷凝器能把工質(zhì)完全液化。

3.3 海水冷凝器的冷凝溫度對(duì)工藝流程的影響

海水冷凝器是在液化系統(tǒng)中，唯一把熱量帶出系統(tǒng)之外的設(shè)備，可以說海水冷凝器確定著整個(gè)系統(tǒng)的再液化能力。當(dāng)冷凝溫度從29℃—39℃時(shí)，對(duì)工藝流程的模擬計(jì)算結(jié)果見表6。海水冷凝器的冷凝溫度主要由冷凝劑的溫度決定，海水為冷凝劑。在不同的海域、不同的季節(jié)海水溫度是不同的，它直接影響冷凝器的冷凝效果。從模擬中可見，冷凝溫度的升高，增大了再液化裝置的功耗。因此冷凝溫度應(yīng)該盡可能的低。在冷凝劑溫度確定的情況下應(yīng)提高冷凝器的換熱性能。

表6 模擬計(jì)算結(jié)果Table 6 Simulation results

3.4 分流器的分流比例對(duì)工藝流程的影響

BOG經(jīng)海水冷凝后，液貨由分流器分成兩部分，第一部分通過節(jié)流閥節(jié)流到中間壓力后，進(jìn)入中間冷卻器殼程作為冷源，用于冷卻來自低壓級(jí)壓縮機(jī)的氣體;第二部分進(jìn)入中間冷卻器管程作為熱源被過冷。此處的分流比例為第一部分與總質(zhì)量流量的比值。當(dāng)分流比例從15%—25%時(shí)，對(duì)工藝流程的模擬計(jì)算結(jié)果見表7。

表7 模擬計(jì)算結(jié)果Table 7 Simulation results

分流器分流比例的增大，同樣增大了再液化裝置的功耗。因此分流比例應(yīng)盡量降低，只要能保證在中間冷卻器中能把熱流冷卻到循環(huán)過冷溫度就行。

4 工藝流程優(yōu)化

根據(jù)對(duì)各參數(shù)的模擬計(jì)算和分析，針對(duì)圖2所示的LPG的BOG再液化裝置工藝流程提出對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化分析的基本方法。在流程優(yōu)化問題中，目標(biāo)函數(shù)十分重要。目標(biāo)函數(shù)不同，液化流程的性能以及設(shè)計(jì)變量的最終優(yōu)化的結(jié)果相差將會(huì)很大。追求高效、低能耗、低投資是再液化流程設(shè)計(jì)的目的?？紤]到流程應(yīng)該以降低功耗和增加LPG再液化率作為優(yōu)化的目標(biāo)，所以對(duì)于再液化流程，結(jié)合上一節(jié)的分析，分別以壓縮機(jī)出口壓力、海水冷凝器冷凝溫度、分流器分流比例作為優(yōu)化的變量，以流程中壓縮機(jī)功耗最小為優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)，得到如下優(yōu)化問題:

其中:x為壓縮機(jī)出口壓力;y為海水冷凝器冷凝溫度;z為分流器分流比例;PsL為低壓級(jí)功率;PsH為高壓級(jí)功率。

在進(jìn)行流程優(yōu)化時(shí)，為了使得到的最優(yōu)參數(shù)具有物理意義，即用優(yōu)化方法得到的參數(shù)進(jìn)行流程計(jì)算時(shí)具有物理意義，在優(yōu)化時(shí)必須設(shè)定下列約束條件:

(1)在中間冷卻器中，殼程的冷工質(zhì)必須有足夠的冷量冷卻管程的熱工質(zhì)，達(dá)到熱流過冷的目的。

(2)海水冷凝器必須保證流過的熱工質(zhì)完全冷凝，甚至過冷。

(3)根據(jù)熱力學(xué)第二定律，各換熱器的熵增必須大于零，在優(yōu)化計(jì)算中必須設(shè)定各換熱器的熵增大于零。

(4)為了達(dá)到液化降溫的目的，各節(jié)流閥都產(chǎn)生降溫，并且有氣液兩相產(chǎn)生。

根據(jù)上述優(yōu)化目標(biāo)和約束條件，可計(jì)算出以功耗最低為優(yōu)化目標(biāo)的再液化流程中的各節(jié)點(diǎn)的熱力學(xué)參數(shù)，并且可以對(duì)流程的可行性進(jìn)行評(píng)價(jià)，以及計(jì)算出制冷量、中間冷卻器負(fù)荷、海水冷凝器負(fù)荷、制冷系數(shù)、高低壓級(jí)壓縮比、回罐溫度、液化率、壓縮機(jī)總功 耗等關(guān)鍵流程運(yùn)行參數(shù)，如表8—表9所示。

表8 入口壓力為1.04×105Pa時(shí)在不同冷凝溫度下流程的最優(yōu)化參數(shù)Table 8 Optimization parametric of different condensation temperature at 1.04×105Pa inlet pressure

表9 入口壓力為1.08×105Pa時(shí)在不同冷凝溫度下流程的最優(yōu)化參數(shù)Table 9 Optimization parametric of different condensation temperature at 1.08×105Pa inlet pressure

5 結(jié)論

(1)采用ASPEN PLUS對(duì)LPG船用BOG再液化裝置工藝流程進(jìn)行模擬計(jì)算后發(fā)現(xiàn)，BOG壓縮機(jī)功耗隨著冷凝溫度的升高而增加，因此，在冷凝溫度確定后，要降低再液化裝置的功耗，必須控制好高低壓級(jí)壓縮機(jī)的出口壓力和分流器的分流比。

(2)選取壓縮機(jī)功耗最小為優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析，得出給定BOG壓縮機(jī)入口壓力下的優(yōu)化參數(shù)，從而確定再液化裝置運(yùn)行的最經(jīng)濟(jì)狀態(tài)，并為再液化裝置設(shè)備的設(shè)計(jì)提供最優(yōu)化參數(shù)。

1 顧安忠.液化天然氣技術(shù)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2008:70-87.

2 俞忠德.LPG船與LNG船［J］.上海造船，1998(2).

3 李品友.液化石油氣船再液化裝置的熱力研究［J］.上海海運(yùn)學(xué)院學(xué)報(bào)，1994(4):40-44.

4 代 乾.低溫液化氣船再液化裝置熱力分析和操作系統(tǒng)仿真［D］.上海:上海海事大學(xué)，2005.

5 高建保.輕烴回收裝置的操作參數(shù)優(yōu)化模型［J］.石油與天然氣化工，1998，27(1):31-34.

Simulation and optimization of BOG re-liquefied equipment in LPG carrier

Li Zhichang Fang Jiangmin Ma Sipeng

(College of Mechanical and Automotive Engineering，South China University of Technology，Guangzhou 510640，China)

The process of BOG re-liquefied equipment in LPG carrier was calculated by the ASPEN PLUS process simulation.It was obtained that energy consumption of re-liquefied equipment was effected by some parameters，such as inlet pressure and outlet pressure of BOG compressor，the condenser temperature of sea water condenser and the distribution ratio of divider.On the simulated calculation，optimization analysis was carried for the re-liquefied equipment of BOG in LPG carrier.The most economical operation condition was determined for re-liquefied equipment.

LPG;reliquefaction;ASPEN PLUS;process simulation

TB657.8，TB662

A

1000-6516(2010)04-0062-05

2010-05-27;

2010-06-25

黎志昌，男，25歲，碩士研究生。