熊曉俊 林文勝 顧安忠

上海交通大學制冷與低溫工程研究所

海洋中蘊藏了全球約1／3的天然氣資源［1］，然而海上天然氣液化卻面臨諸多難題，其中之一就是如何減小液化裝置的占地面積問題。為解決這一難題，國外學者提出了天然氣帶壓液化（PLNG）技術［2－3］，即讓天然氣液化后在較高的壓力（1～2MPa）下儲存運輸，其對應的冷凝溫度也由傳統(tǒng)流程的－160℃明顯提高至－100～－120℃。由于冷凝溫度的提高，CO2在LNG中的溶解度也由0．01%左右顯著提高到1．00%～3．30%（摩爾分數(shù)）［4－5］。考慮足夠的安全余量，對于CO2含量低于0．50%的原料天然氣就可以省去CO2預處理裝置，從而大大減小了天然氣處理裝置的占地面積。PLNG技術的這一優(yōu)勢無疑為海上天然氣的開發(fā)利用帶來了極大便利。然而，有關PLNG流程的運行參數(shù)、性能優(yōu)化方面的研究幾乎還未見報道。

由于氣體膨脹式天然氣液化系統(tǒng)具有易啟停、流程簡單、結構緊湊等優(yōu)點，十分適合海上天然氣的液化［6］，因此，筆者采取了這種形式的天然氣液化流程，針對CO2含量較低的海上天然氣設計了一種氣體膨脹帶壓液化流程，并利用HYSYS軟件進行了模擬計算。分別采用N2、5 0%N2＋5 0%CH4、CH4作為制冷劑，以產品LNG的單位能耗為指標，對流程的關鍵參數(shù)進行了優(yōu)化分析，并將優(yōu)化后的氮膨脹天然氣帶壓液化流程與常規(guī)氮膨脹天然氣液化流程進行了比較，擬為海上天然氣液化流程設計提供指導和依據(jù)。

1 帶壓液化流程的設計

針對CO2含量較低的海上天然氣設計了一種氣體膨脹帶壓液化流程（圖1）。為簡化研究，筆者省略了天然氣脫H2S、脫重烴、脫水等凈化處理過程。將凈化后帶有一定壓力的天然氣引入換熱器HEX－101和HEX－102降溫后節(jié)流至1～2MPa，變成液化產品LNG后引入儲罐V－101儲存。儲罐中的揮發(fā)氣（BOG）節(jié)流降溫后返回到換熱器，以回收部分低溫能和壓力能。整個液化流程由氣體膨脹制冷循環(huán)提供冷量，氣體制冷劑經過兩級壓縮中間水冷后，再經過換熱器HEX－101預冷，然后經過膨脹機膨脹降至低溫，依次為換熱器HEX－101和HEX－102提供冷量，復溫后回到壓縮機。其中壓縮機C－202和膨脹機E－201共同構成壓縮膨脹機組，膨脹機E－201產生的膨脹功剛好完全回收給壓縮機C－202使用。

圖1 氣體膨脹天然氣帶壓液化流程圖

2 液化流程的優(yōu)化

2．1 初始參數(shù)的設定

選擇P－R狀態(tài)方程作為物性模擬計算方程。流程的初始參數(shù)是根據(jù)生產實踐經驗或合理的假設而設定的。設定天然氣進口溫度和水冷后的溫度為35℃，壓縮機絕熱效率為0．85，膨脹機絕熱效率為0．8［7－8］，天然氣液化率為1。為簡化研究，假定換熱器中天然氣的壓降為0kPa，HEX－101的最小換熱溫為5℃，HEX－102的最小換熱溫為3℃［8］。由于PLNG流程主要是針對含CO2天然氣的液化而提出的，故假設進口天然氣僅由CH4和CO2組成，選取CH4和CO2的摩爾分數(shù)分別為99．9%和0．01%的天然氣進行研究。

為減少流程的可調參數(shù)，借助HYSYS軟件設定了幾個邏輯關系，使得部分流程參數(shù)可以進行自調節(jié)以達到最優(yōu)值。自調節(jié)壓縮機C－201前端天然氣流量保證換熱器HEX－101的最小換熱溫差為5℃；自調節(jié)水冷器WC－201前端天然氣的壓力保證膨脹機的功剛好完全回收給壓縮機C－202使用；自調節(jié)膨脹機E－201后端天然氣的壓力保證換熱器HEX－102的最小換熱溫差為3℃；自調節(jié)換熱器HEX－101后端天然氣的溫度使之與壓縮機C－201前端天然氣的溫度相等。

2．2 流程參數(shù)的優(yōu)化方法

根據(jù)流程已設定的參數(shù)及其邏輯關系，可知流程自由度為4［9］，分別是進口天然氣壓力（p101）、LNG 儲存壓力（p104）、氣體制冷劑膨脹前壓力（p204）、氣體制冷劑膨脹前預冷溫度（t206）。為找到這4個參數(shù)的最優(yōu)值，以產品LNG的單位能耗為指標，在其他參數(shù)相同的情況下，改變被優(yōu)化參數(shù)的值，取其能耗最低者作為最優(yōu)值。帶壓LNG產品的單位能耗計算公式如下：

式中w為LNG的單位能耗，kWh／m3；W201為壓縮機C－201的總功耗，kW；q105為LNG的標準體積流量，m3／h。

3 優(yōu)化結果與分析

3．1 流程參數(shù)的優(yōu)化結果

當進口天然氣壓力（p101）為5MPa、LNG儲存壓力（p104）為2MPa、氣體制冷劑膨脹前預冷溫度（t206）為－30℃時，在一定范圍內改變制冷劑膨脹前壓力（p204），通過HYSYS軟件模擬計算可得到產品LNG單位能耗（w），進而得到w隨p204的變化關系（圖2）。由圖2可知，產品LNG單位能耗隨制冷劑膨脹前壓力的增加而降低。這是因為壓力的增加使得制冷劑膨脹后的溫降增大，引起制冷劑膨脹后壓力（p207）進行自調節(jié)升高壓力，進而引起制冷劑流量進行自調節(jié)增加流量，這兩者的綜合作用使得產品LNG的單位能耗降低。由于制冷劑膨脹前壓力的升高可能會導致膨脹機帶液太大的問題，另外，壓力過高會使得設備承壓要求增加，因而流程中的壓力不宜過高，p204為5MPa是一個比較合適的氣體制冷劑膨脹前壓力。

圖2 w隨p204的變化關系圖

當進口天然氣壓力（p101）為5MPa、LNG儲存壓力（p104）為2MPa、氣體制冷劑膨脹前壓力（p204）為5 MPa時，在一定范圍內改變氣體制冷劑膨脹前預冷溫度（t206），通過 HYSYS軟件模擬計算可得到產品LNG的單位能耗（w），進而得到w隨t206的變化關系（圖3）。由圖3可知，產品LNG單位能耗先隨制冷劑膨脹前預冷溫度的增加而降低，后又隨之增加而增加。這是因為膨脹前溫度較低時，流程的熱負荷較大，造成制冷劑流量上升，壓縮機功耗隨之增加，從而導致產品LNG能耗增加。膨脹前溫度較高時，膨脹后的溫度也較高，引起膨脹后壓力自調節(jié)降低壓力，壓縮機功耗隨之增加，從而導致產品LNG能耗增加。故而制冷劑存在一個最優(yōu)膨脹前壓力，由圖3可知，t206為－25℃、－30℃、－35℃時分別是CH4、50%N2＋50%CH4、N2制冷劑的最優(yōu)膨脹前預冷溫度。

圖3 w隨t206的變化關系圖

當LNG儲存壓力（p104）為2MPa、氣體制冷劑膨脹前壓力（p204）為5MPa、氣體制冷劑膨脹前預冷溫度（t206）為－30℃時，在一定范圍內改變進口天然氣壓力（p101），通過HYSYS軟件模擬計算可得到產品LNG的單位能耗（w），進而得到w隨p101的變化關系（圖4）。由圖4可知，產品LNG單位能耗隨進口天然氣壓力的增加而降低。這是因為壓力越高，換熱器的平均換熱溫差越小，因而能耗越低。由于進口天然氣壓力的升高對承壓設備的要求也增加，故而不宜太高。因此，取p101為5MPa作為最優(yōu)進口壓力。

圖4 w隨p101的變化關系圖

當進口天然氣壓力（p101）為5MPa、氣體制冷劑膨脹前壓力（p204）為5MPa、氣體制冷劑膨脹前預冷溫度（t206）為－30℃時，在一定范圍內改變LNG儲存壓力（p104），通過HYSYS軟件模擬計算可得到產品LNG的單位能耗（w），進而得到w隨p104的變化關系（圖5）。由圖5可知，產品LNG單位能耗隨LNG儲存壓力的增加而降低，這是因為儲存壓力越高，對應的液化溫度越高，所需的制冷量越少，因而能耗越低。然而儲存壓力的升高對儲存和輸運容器的耐壓要求也增高，增加了運輸成本［10］。取p104為2MPa作為最優(yōu)的LNG儲存壓力。

圖5 w隨p104的變化關系圖

3．2 制冷劑的比較

通?？紤]到安全因素，N2是首選的膨脹制冷劑，為降低能耗，N2－CH4混合物也常被用作制冷劑［7］。通過上述對CH4、50%N2＋50%CH4和N2這3種制冷劑的研究，可得到3種對應液化流程的最優(yōu)參數(shù)及能耗值（表1）。由表1可知，CH4、50%N2＋50%CH4和N2這3種制冷劑膨脹前預冷溫度的最優(yōu)值依次降低，這是由于N2的液化溫度低于CH4的液化溫度而造成的。由圖5及表1不難發(fā)現(xiàn)這3種制冷劑中N2的能耗最高，CH4的能耗最低，這是因為進口天然氣的比熱容隨溫度變化的性質與CH4制冷劑的比熱容隨溫度變化的性質十分接近［11］，使得天然氣與制冷劑換熱時的平均溫差較小，火用損失較小，能耗也較低。

表1 3種制冷劑對應液化流程的最優(yōu)參數(shù)及能耗值表

3．3 氮膨脹PLNG流程與常規(guī)氮膨脹流程的比較

HYSYS模擬的常規(guī)氮膨脹天然氣液化流程如圖6所示［12］。經過預處理后的進口天然氣通過換熱器HEX－101和 HEX－102降溫，然后節(jié)流至101kPa變?yōu)長NG，送入儲罐V－101。液化流程所需冷量由氮膨脹制冷循環(huán)提供，由于常規(guī)液化流程所需的低溫更低，若采用單級膨脹會導致膨脹機的膨脹比非常大，故而一般采用兩級膨脹為流程提供冷量和所需的低溫。氮氣制冷劑首先經過三級壓縮水冷器，再進入膨脹機E－201膨脹降溫，接著進入換熱器HEX－102為其提供冷量，然后進入膨脹機E－202繼續(xù)膨脹降溫，接著依次通過三級換熱器為其提供冷量，最后復溫回到壓縮機。其中膨脹機E－201和E－202產生的膨脹功分別由壓縮機C－202和C－203完全回收利用，構成兩個壓縮膨脹機組。由于常規(guī)天然氣液化流程的進口天然氣要經過CO2預處理，CO2的含量一般不超過0．01%。因此，這里仍舊取99．99%CH4＋0．01%CO2作為進口原料氣。

圖6 常規(guī)氮膨脹天然氣液化流程圖

表2 常規(guī)氮膨脹天然氣液化流程與氮膨脹天然氣帶壓液化流程優(yōu)化結果的比較表

經過模擬和優(yōu)化計算，表2列出了常規(guī)氮膨脹天然氣液化流程和氮膨脹天然氣帶壓液化流程的優(yōu)化結果。比較可知，二者的最優(yōu)入口壓力、膨脹前壓力和預冷溫度是相同的。由此可見，和常規(guī)氮膨脹流程相比，氮膨脹天然氣帶壓液化流程具有以下優(yōu)點：①膨脹比降低，約為前者的一半；②最低溫度為－166℃，比前者提高了約56℃；③產品LNG單位能耗僅為0．218 9 kWh／m3，相較前者的0．406 2kWh／m3降低了約46%；④此外，膨脹比的降低使其可以省去一個壓縮膨脹機組，使流程結構更簡單，占地面積更小，并且使流程設備更少，初投資更低。

由于常規(guī)氮膨脹流程的能耗較高，因而主要適用于液化能力較小的場合。筆者設計的新型帶壓液化流程大大較低了能耗，從而拓寬了它的適用范圍，使之不僅可以適用于液化能力較小的場合，也可以適用于液化能力較大的場合。

4 結論

1）利用氣體膨脹循環(huán)可以實現(xiàn)含CO2摩爾分數(shù)不超過0．5%的天然氣帶壓液化。

2）N2、50%N2＋50%CH4、CH4作為氣體膨脹循環(huán)的制冷劑時，N2的能耗最高，CH4的能耗最低。

3）和常規(guī)天然氣液化流程相比，氣體膨脹天然氣帶壓液化流程除了可以省去CO2預處理裝置、減少了占地面積這一突出優(yōu)點之外，還具有以下優(yōu)點：①能耗更低；②流程膨脹比降低，可以減少一級膨脹壓縮機組，進而減少設備初投資，并簡化了流程，進一步減少了占地面積。

綜上所述，氣體膨脹天然氣帶壓液化流程雖然因其較高的產品壓力和CO2含量為后續(xù)LNG的儲運、利用帶來不少問題，在陸上天然氣液化裝置中不大可能被采用，但卻十分適合海上天然氣的液化。

［1］潘繼平，張大偉，岳來群，等．全球海洋油氣勘探開發(fā)狀況與發(fā)展趨勢［J］．中國礦業(yè)，2006，15（11）：1－4．PAN Jiping，ZHANG Dawei，YUE Laiqun，et al．Status quo of global offshore oil and gas exploration and development and its trends［J］．China Mining Magazine，2006，15（11）：1－4．

［2］PAPKA S D，GENTRY M C，LEGER A T，et al．Pressurized LNG：A new technology for gas commercialization［C］∥Proceedings of the 15thInternational Offshore and Polar Engineering Conference，19－24June，2005，Seoul，Korea．Seoul：International Offshore and Polar Engineering Conference，2005．

［3］FAIRCHILD DP，SMITH PP，BIERY NE，et al．Pressurized LNG：Prototype container fabrication［C］∥Proceedings of the 15thInternational Offshore and Polar Engineering Conference，19－24June 2005，Seoul，Korea．Seoul：International Offshore and Polar Engineering Conference，2005．

［4］EGGEMAN T．Pitfalls of CO2freezing prediction［C］∥82ndAnnual Convention of the Gas Processors Association，10 March 2003，San Antonio，Texas，USA．San Antonio：Consulting Process Engineers for the Natural Gas Industries，2003．

［5］SHEN T T，GAO T，LIN W S，et al．Determination of CO2solubility in saturated liquid CH4＋N2and CH4＋C2H6mixtures above atmospheric pressure［J］．Journal of Chemical ＆ Engineering Data，2012，57（8）：2296－2303．

［6］LI Q Y，JU Y L．Design and analysis of liquefaction process for offshore associated gas resources［J］．Applied Thermal Engineering，2010，30（16）：2518－2525．

［7］杜宏鵬，崔杰詩，李紅艷，等．海上天然氣液化流程模擬和優(yōu)化分析［J］．節(jié)能技術，2011，29（3）：195－197．DU Hongpeng，CUI Jieshi，LI Hongyan，et al．The simulation and optimization analyses of process based on natural gas liquefaction at sea［J］．Energy Conversion Technology，2011，29（3）：195－197．

［8］GAO T，LIN W S，LIU W，et al．Mixed refrigerant cycle liquefaction process for coalbed methane with high nitrogen content［J］．Journal of the Energy Institute，2011，84（4）：185－191．

［9］CHANG H M，CHUNG M J，LEE S，et al．An efficient mutli－stage Brayton－JT cycle for liquefaction of natural gas［J］．Cryogenics，2011，51（6）：278－286．

［10］呂鵬飛，鹿院衛(wèi)，劉廣林，等．小型天然氣氮膨脹液化流程參數(shù)優(yōu)化［J］．工程熱物理學報，2011，32（8）：1396－1398．LYU Pengfei，LU Yuanwei，LIU Guanglin，et al．Parameters optimization of small－scale natural gas expander liquefaction process［J］．Journal of Engineering Thermophysics，2011，32（8）：1396－1398．

［11］趙敏，厲彥忠．丙烷預冷混合制冷劑液化流程中原料氣與制冷劑匹配研究［J］．西安交通大學學報，2010，44（2）：108－112．ZHAO Min，LI Yanzhong．Analysis for selecting mixed refrigerant composition based on raw natural gas in propane precooled mixed refrigerant liquefaction process［J］．Journal of Xi’an Jiaotong University，2010，44（2）：108－112．

［12］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．GU Anzhong，LU Xuesheng，WANG Rongshun，et al．Technology of natural gas liquefaction［M］．Beijing：China Machine Press，2003．