朱建魯, 徐明海, 李玉星, 王武昌, 劉永浩, 謝 彬, 喻西崇

(1.中國(guó)石油大學(xué)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中海石油氣電集團(tuán)有限責(zé)任公司,北京 100028;3.中海石油研究總院,北京 100028)

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氟利昂預(yù)冷雙氮膨脹液化工藝動(dòng)態(tài)仿真與驗(yàn)證

朱建魯1, 徐明海1, 李玉星1, 王武昌1, 劉永浩2, 謝 彬3, 喻西崇3

(1.中國(guó)石油大學(xué)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中海石油氣電集團(tuán)有限責(zé)任公司,北京 100028;3.中海石油研究總院,北京 100028)

為了研究帶預(yù)冷的雙氮膨脹液化工藝的動(dòng)態(tài)特性,在小型撬裝液化實(shí)驗(yàn)裝置基礎(chǔ)上建立相應(yīng)的工藝動(dòng)態(tài)模型,對(duì)電磁閥的流量系數(shù)進(jìn)行微調(diào),以適應(yīng)蒸發(fā)器熱負(fù)荷的變化;對(duì)壓縮機(jī)控制與啟動(dòng)、預(yù)冷機(jī)組能量調(diào)節(jié)、LNG節(jié)流控制等實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行仿真,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明:氮?dú)鈮嚎s機(jī)的控制與啟動(dòng)與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果一致,驗(yàn)證了壓縮機(jī)控制動(dòng)態(tài)模型的準(zhǔn)確性;預(yù)冷機(jī)組能量調(diào)節(jié)受電磁閥流量系數(shù)的影響。 LNG節(jié)流閥串級(jí)控制有效克服了溫度響應(yīng)的滯后,提高了控制質(zhì)量。動(dòng)態(tài)仿真可優(yōu)化天然氣液化工藝設(shè)計(jì),指導(dǎo)設(shè)備的操作和運(yùn)行,提高裝置的安全性。

天然氣液化工藝; 動(dòng)態(tài)仿真; 控制; 節(jié)流閥; 能量調(diào)節(jié)

在穩(wěn)態(tài)模擬的基礎(chǔ)上推薦帶預(yù)冷的氮膨脹液化流程作為海上天然氣液化工藝[1],為了進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)方案和操作運(yùn)行,對(duì)該工藝進(jìn)行了動(dòng)態(tài)仿真。動(dòng)態(tài)仿真的優(yōu)勢(shì)在于對(duì)裝置啟動(dòng)、停車(chē)、事故、外部擾動(dòng)等動(dòng)態(tài)工況的模擬。此外動(dòng)態(tài)仿真還可以進(jìn)行工藝的預(yù)運(yùn)行,驗(yàn)證控制系統(tǒng)的可靠性,在設(shè)計(jì)階段發(fā)現(xiàn)并解決問(wèn)題,提高裝置的安全性[2]。Melaaen等[3]提出了針對(duì)LNG液化循環(huán)動(dòng)態(tài)模擬的理論, Zaim[4]針對(duì)阿爾及利亞Arzew項(xiàng)目的C3-MRC流程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬, Hammer[5]針對(duì)Linde公司開(kāi)發(fā)的級(jí)聯(lián)式液化流程(MFCP)進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬, Norrazak等[6]介紹了動(dòng)態(tài)模擬在LNG廠的設(shè)計(jì)和試運(yùn)行中的應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)。Contreras J等[7]對(duì)LNG接收終端的安全系統(tǒng)的瞬態(tài)性能進(jìn)行了分析,并對(duì)緊急停車(chē)系統(tǒng)進(jìn)行了概念設(shè)計(jì)和驗(yàn)證,表明動(dòng)態(tài)模擬可以使設(shè)計(jì)和運(yùn)行更為高效、安全。Singh等[8]對(duì)BV的PRICO和AP的C3-MR流程進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬與控制分析,提出用壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速控制LNG的溫度,用節(jié)流閥的開(kāi)度控制壓縮機(jī)入口的過(guò)熱度。Singh等[9]利用GPROMS軟件對(duì)SINTEF的液化流程建立了動(dòng)態(tài)模型并進(jìn)行了控制系統(tǒng)的優(yōu)化。Briend等[10]采用ASPEN HYSYS Dynamic作為工具,模擬了換熱器、壓縮機(jī)、膨脹機(jī)等設(shè)備正常降溫、復(fù)溫工況以及在動(dòng)態(tài)負(fù)載下的工況。 Stephenson等[11]對(duì)C3-MR進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬。尹全森[12]利用ASPEN PLUS軟件對(duì)單級(jí)混合冷劑和雙級(jí)混合冷劑流程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬,分析了參數(shù)擾動(dòng)對(duì)流程性能的影響。朱建魯?shù)萚13]對(duì)LNG接收終端流程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)仿真。目前天然氣液化工藝的動(dòng)態(tài)仿真集中在混合制冷劑液化工藝的研究,對(duì)于帶膨脹機(jī)的液化工藝的研究較少,國(guó)內(nèi)對(duì)于動(dòng)態(tài)仿真已有相關(guān)研究,但應(yīng)用較少。筆者在小型撬裝液化實(shí)驗(yàn)裝置的基礎(chǔ)上建立相應(yīng)的工藝動(dòng)態(tài)模型,對(duì)壓縮機(jī)控制與啟動(dòng)、預(yù)冷機(jī)組能量調(diào)節(jié)、LNG節(jié)流控制等實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行仿真,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1 小型撬裝液化實(shí)驗(yàn)裝置及動(dòng)態(tài)模型

實(shí)驗(yàn)裝置流程如圖1所示。實(shí)驗(yàn)選擇的流程為氟利昂預(yù)冷雙溫氮膨脹制冷流程,分為3個(gè)循環(huán),分別為原料氣循環(huán)、氟利昂制冷循環(huán)和氮?dú)庵评溲h(huán),為了實(shí)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)裝置的撬裝化,把裝置分為5個(gè)模塊,分別為冷箱模塊、氮?dú)鈮嚎s模塊、儲(chǔ)罐模塊、增壓汽化模塊和預(yù)冷模塊。為了保證實(shí)驗(yàn)的安全性,采用氮?dú)庾鳛樵蠚膺M(jìn)行液化,如圖2、3所示。雖然氮?dú)庖夯瘲l件比天然氣高,最終導(dǎo)致工藝比功耗增大、液化率降低,但通過(guò)工藝參數(shù)的調(diào)整,二者換熱曲線較為類似,因此在實(shí)驗(yàn)裝置制冷能力足夠的情況下,采用氮?dú)獯嫣烊粴庾鳛樵蠚怛?yàn)證和分析液化過(guò)程是可行的。

圖1 小型撬裝天然氣液化裝置流程Fig.1 Process flow diagram of small-scale skid-mounted LNG device

圖2 氮?dú)馀c天然氣相包線圖Fig.2 Phase envelope of nitrogen and natural gas

圖3 原料氣為氮?dú)馀c天然氣換熱曲線Fig.3 Heat exchanger composite curves of nitrogen and natural gas as feed gas

常溫原料氣進(jìn)入緩沖罐,經(jīng)計(jì)量后進(jìn)入液化冷箱,經(jīng)過(guò)板翅式換熱器上段被冷卻至-20 ℃,然后進(jìn)入氟利昂蒸發(fā)器段被冷卻至-35 ℃,最后經(jīng)過(guò)板翅式換熱器下段被冷卻至-150 ℃,經(jīng)節(jié)流閥節(jié)流降壓后,進(jìn)入分離罐,其中液相經(jīng)低溫泵增壓及汽化器復(fù)溫后循環(huán)使用;為冷箱提供冷量的為氟利昂機(jī)組及兩臺(tái)膨脹機(jī),高壓、常溫氮?dú)饨?jīng)板翅式換熱器及氟利昂蒸發(fā)器冷卻器至-35 ℃后分成兩股,一股進(jìn)入高溫膨脹機(jī),膨脹至-110 ℃,另一股繼續(xù)冷卻至-105 ℃,進(jìn)入低溫膨脹機(jī),膨脹至-150 ℃,兩股氮?dú)夥盗鬟M(jìn)入板翅式換熱器,為天然氣液化提供冷量。實(shí)驗(yàn)裝置主要控制系統(tǒng)包括:氮?dú)鈮嚎s機(jī)回流調(diào)節(jié)、氟利昂壓縮機(jī)能量調(diào)節(jié)和LNG節(jié)流控制,實(shí)驗(yàn)測(cè)量?jī)x表及精度詳見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

圖4 實(shí)驗(yàn)工藝模擬流程Fig.4 Simulation of experiment process

圖4為實(shí)驗(yàn)工藝模擬流程。根據(jù)實(shí)驗(yàn)冷箱結(jié)構(gòu)特點(diǎn)劃分為6個(gè)獨(dú)立的板翅式換熱器模型,其中板翅式換熱器、壓縮機(jī)、膨脹機(jī)和節(jié)流閥等設(shè)備的數(shù)學(xué)動(dòng)態(tài)模型詳見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。由于工藝流程中有氟利昂制冷劑、氮?dú)庵评鋭┖驮蠚?種工質(zhì),在換熱器中分別存在沸騰換熱、單相換熱和冷凝換熱3種換熱方式,且與流體物性、時(shí)間以及換熱方式相關(guān),因此傳熱系數(shù)的計(jì)算是該動(dòng)態(tài)仿真的核心。在文獻(xiàn)[16]和[17]的基礎(chǔ)上,通過(guò)軟件對(duì)實(shí)驗(yàn)裝置中3種工質(zhì)的傳熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算,結(jié)果如圖5、6所示。由于實(shí)驗(yàn)過(guò)程預(yù)冷流程中溫度、壓力、組成等物性參數(shù)較穩(wěn)定,氟利昂的沸騰傳熱系數(shù)主要受干度的影響;冷凝換熱主要出現(xiàn)在原料氣液化過(guò)程中,由于實(shí)驗(yàn)中采用純組分氮?dú)庾鳛樵蠚馓娲烊粴膺M(jìn)行液化,其相變區(qū)間較窄,一般由氣態(tài)直接轉(zhuǎn)化為液態(tài),在模擬中忽略原料氣的冷凝換熱;同時(shí)可以發(fā)現(xiàn),由于同一工質(zhì)液相等壓熱容大于氣相的等壓熱容,因此液相傳熱系數(shù)要大于氣相傳熱系數(shù);同一工質(zhì)單相傳熱系數(shù)在換熱器長(zhǎng)度方向上分布均勻,說(shuō)明單相傳熱系數(shù)受工質(zhì)溫度的影響不大。

圖5 氟利昂沸騰傳熱系數(shù)Fig.5 Boiling heat transfer coefficient of R22

圖6 板翅式換熱器傳熱系數(shù)分布Fig.6 Heat transfer coefficient distribution of plate-fin heat exchanger

2 實(shí)驗(yàn)工況動(dòng)態(tài)仿真及驗(yàn)證

文獻(xiàn)[15]驗(yàn)證了實(shí)驗(yàn)裝置冷箱降溫過(guò)程動(dòng)態(tài)仿真的準(zhǔn)確性,本文中主要通過(guò)動(dòng)態(tài)仿真模擬實(shí)驗(yàn)裝置氮?dú)鈮嚎s機(jī)回流調(diào)節(jié)、氟利昂壓縮機(jī)能量調(diào)節(jié)和LNG節(jié)流控制等控制過(guò)程,分析和驗(yàn)證液化系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

2.1 氮?dú)鈮嚎s機(jī)的控制與啟動(dòng)

氮?dú)鈮嚎s機(jī)為兩級(jí)往復(fù)式壓縮機(jī),出入口各有一個(gè)緩沖罐,經(jīng)壓縮的氮?dú)膺M(jìn)入冷箱、膨脹機(jī)制冷后返回壓縮機(jī)入口緩沖罐,由于制冷系統(tǒng)存在5 m3/h的漏氣,入口壓力通過(guò)補(bǔ)氣閥穩(wěn)定,排氣壓力通過(guò)旁通回路中氣動(dòng)調(diào)節(jié)閥控制,動(dòng)態(tài)模擬中需要的輸入?yún)?shù)有:緩沖罐尺寸、壓縮機(jī)性能曲線、膨脹機(jī)效率、輸氣能力和閥門(mén)流量系數(shù)。

2.1.1 補(bǔ)氮調(diào)節(jié)閥關(guān)閉工況

氮壓機(jī)的補(bǔ)氣通過(guò)空分制氮系統(tǒng)PSA提供,在PSA系統(tǒng)故障停車(chē)或者補(bǔ)氣閥堵塞等情況下會(huì)造成補(bǔ)氣量不足,用補(bǔ)氮閥關(guān)閉來(lái)模擬這種工況,如圖7所示。由于PSA系統(tǒng)的氣源通過(guò)一個(gè)螺桿空壓機(jī)供給,該設(shè)備通過(guò)啟?？刂茐毫Ρ３衷?.6～0.8 MPa內(nèi),造成補(bǔ)氣壓力周期性的波動(dòng),從而出現(xiàn)圖中補(bǔ)氮調(diào)節(jié)閥的頻繁操作;氮壓機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定后,14 min時(shí)關(guān)閉補(bǔ)氮閥,由于氣體不斷的泄漏,壓縮機(jī)出/入口壓力逐漸降低,33 min時(shí)入口壓力達(dá)到下限值而跳車(chē),即氮壓機(jī)正常運(yùn)行時(shí),補(bǔ)氣關(guān)閉后還可運(yùn)行19 min,與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果一致。

圖7 補(bǔ)氮閥關(guān)閉后壓縮機(jī)入口壓力和出口壓力的控制調(diào)節(jié)Fig.7 Regulation of inlet pressure and outlet pressure of compressor after nitrogen valve closed

2.1.2 降溫過(guò)程中氣動(dòng)調(diào)節(jié)閥關(guān)閉工況

當(dāng)冷箱溫度下降到一定程度,會(huì)出現(xiàn)氣動(dòng)閥關(guān)閉,壓縮機(jī)排氣壓力達(dá)不到設(shè)定壓力的情況,通過(guò)動(dòng)態(tài)模擬解釋并解決這一問(wèn)題。如圖8所示,初始時(shí)系統(tǒng)處于低溫穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài),氣動(dòng)調(diào)節(jié)閥開(kāi)度為0,

圖8 降溫過(guò)程中PIC-100與PIC-101的調(diào)節(jié)Fig.8 Regulation of PIC-100 and PIC-101 during cooling process

排氣壓力設(shè)定為1.3 MPa,實(shí)際壓力1.28 MPa,壓縮機(jī)與膨脹機(jī)流量基本相同,10 min時(shí)緩慢開(kāi)大補(bǔ)氮閥,入口壓力由0.33 MPa升到0.35 MPa,調(diào)節(jié)閥打開(kāi),排氣壓力升到1.3 MPa。這是由于膨脹機(jī)運(yùn)行時(shí)吸入氣體的工況體積流量基本不變,降溫過(guò)程中,氮?dú)饷芏仍龈?吸入氣體的標(biāo)況體積流量增加,根據(jù)壓縮機(jī)的性能曲線,排氣壓力隨之降低,須通過(guò)補(bǔ)氣增加氮?dú)庋h(huán)流量才能使壓縮機(jī)排氣壓力達(dá)到設(shè)定值。

2.1.3 氮?dú)鈮嚎s機(jī)啟動(dòng)工況

如圖9所示,根據(jù)氮壓機(jī)開(kāi)車(chē)步驟進(jìn)行動(dòng)態(tài)仿真。0 min時(shí),氣動(dòng)調(diào)節(jié)閥全開(kāi),啟動(dòng)壓縮機(jī),壓縮機(jī)出口達(dá)到0.64 MPa;10 min時(shí)調(diào)節(jié)閥設(shè)為自動(dòng)并提高排氣壓力至0.7 MPa;20 min時(shí)打開(kāi)膨脹機(jī)閥門(mén),由于出口背壓突然降低,導(dǎo)致排氣壓力下降,調(diào)節(jié)閥開(kāi)度迅速減小,使其恢復(fù)到設(shè)定值,達(dá)到穩(wěn)定后逐步增大排氣壓力的設(shè)定值,同時(shí)調(diào)節(jié)閥開(kāi)度也緩慢關(guān)小;90 min時(shí)排氣壓力達(dá)到設(shè)計(jì)值1.3 MPa,完成壓縮機(jī)的啟動(dòng)過(guò)程,其中排氣壓力曲線趨勢(shì)及壓力達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)一致。從圖9還可看出，壓縮機(jī)啟動(dòng)過(guò)程中壓縮機(jī)入口壓力、流量基本不變,隨著出口壓力增加,功耗逐漸上升。

圖9 氮?dú)鈮嚎s機(jī)的啟動(dòng)過(guò)程Fig.9 Starting process of N2 compressor

2.2 預(yù)冷機(jī)組的能量調(diào)節(jié)

實(shí)驗(yàn)裝置中預(yù)冷機(jī)組制冷劑為氟利昂,壓縮后的制冷劑經(jīng)過(guò)冷卻器、膨脹閥進(jìn)入蒸發(fā)器換熱,復(fù)溫后進(jìn)入壓縮機(jī)入口緩沖罐,蒸發(fā)器出口溫度通過(guò)熱力膨脹閥控制,入口溫度通過(guò)電磁閥控制熱氣旁路流量實(shí)現(xiàn)能量調(diào)節(jié),動(dòng)態(tài)仿真時(shí)輸入?yún)?shù)為:緩沖罐尺寸、壓縮機(jī)性能曲線、蒸發(fā)器熱負(fù)荷和閥門(mén)流量系數(shù)。

圖10 外平衡膨脹閥結(jié)構(gòu)Fig.10 External balance expansion valve structure

圖10為實(shí)驗(yàn)裝置中所用的外平衡膨脹閥結(jié)構(gòu)。膨脹閥利用氣箱頭(感溫包)的溫度變化作為信號(hào),調(diào)節(jié)閥開(kāi)度,改變制冷劑流量,并起到節(jié)流降壓、保持一定過(guò)熱度、防止液擊和異常過(guò)熱的作用。膨脹閥的作用相當(dāng)于預(yù)冷溫度控制器,感溫包設(shè)置在蒸發(fā)器出口,溫度升高時(shí),開(kāi)大閥門(mén),增大制冷劑流量,降低蒸發(fā)器溫度;電磁閥一般流通系數(shù)很小,而且工作壓力差很小,通過(guò)電磁線圈驅(qū)動(dòng),只能實(shí)現(xiàn)開(kāi)、關(guān),不具有連續(xù)調(diào)節(jié)的功能,因此閥門(mén)開(kāi)度只有0%和100%。

實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)原料氣在小流量時(shí)預(yù)冷機(jī)組的溫度低于設(shè)定值并持續(xù)下降,直到由于氟利昂飽和壓力過(guò)低而跳車(chē),通過(guò)動(dòng)態(tài)仿真模擬預(yù)冷機(jī)組的能量調(diào)節(jié)過(guò)程,發(fā)現(xiàn)并解決問(wèn)題,如圖11所示。由于機(jī)組利用電磁閥控制熱氣旁路流量調(diào)節(jié)蒸發(fā)器入口溫度,電磁閥的流通能力即流量系數(shù)對(duì)入口溫度影響很大,因此針對(duì)不同電磁閥的流量系數(shù)進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬。0 min時(shí)蒸發(fā)器入口溫度為-38 ℃,出口溫度為-36℃,蒸發(fā)器熱負(fù)荷為4 966 kJ/h,10 min時(shí)降低至2 000 kJ/h,系統(tǒng)冷負(fù)荷盈余。為了穩(wěn)定蒸發(fā)器出/入口溫度,膨脹閥與電磁閥開(kāi)始調(diào)節(jié),當(dāng)電磁閥流量系數(shù)為0.05時(shí),蒸發(fā)器出/入口溫度基本在設(shè)定值附近;當(dāng)電磁閥流量系數(shù)為0.01時(shí),電磁閥即使開(kāi)到最大,蒸發(fā)器入口溫度仍降至-45 ℃,即實(shí)驗(yàn)中的工況;當(dāng)電磁閥流量系數(shù)為0.1時(shí),電磁閥調(diào)節(jié)頻繁,膨脹閥控制失效,造成系統(tǒng)不穩(wěn)定。實(shí)驗(yàn)中的工況是由于電磁閥流量系數(shù)太小,導(dǎo)致能量調(diào)節(jié)回路高溫氟利昂提供不足,系統(tǒng)冷量過(guò)剩,最終低壓跳車(chē),但流量系數(shù)過(guò)大會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)的失穩(wěn),實(shí)驗(yàn)中須對(duì)電磁閥的流量系數(shù)進(jìn)行微調(diào),以適應(yīng)蒸發(fā)器熱負(fù)荷的變化。

圖11 電磁閥流量系數(shù)對(duì)預(yù)冷機(jī)組能量調(diào)節(jié)的影響Fig.11 Influence of solenoid valve flow coefficient on energy regulation of pre-cooling unit

2.3 LNG的節(jié)流控制

實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)在丙烷預(yù)冷溫度擾動(dòng)過(guò)程中,LNG節(jié)流控制器調(diào)節(jié)后,原料氣流量出現(xiàn)小幅度的波動(dòng),這是由于LNG節(jié)流控制是通過(guò)調(diào)節(jié)LNG節(jié)流閥穩(wěn)定閥前的溫度,但溫度的容量滯后較大,且具有較強(qiáng)的非線性,通過(guò)節(jié)流閥調(diào)節(jié)時(shí),響應(yīng)的時(shí)間長(zhǎng),導(dǎo)致控制偏差大,因此需要較長(zhǎng)的時(shí)間才能穩(wěn)定,可以通過(guò)串級(jí)控制來(lái)解決這一問(wèn)題,如圖12、13所示。

圖12 LNG節(jié)流前溫度控制Fig.12 LNG throttle temperature control

圖13 LNG節(jié)流串級(jí)控制Fig.13 LNG throttle cascade control

系統(tǒng)的干擾因素包括原料氣流量或壓力的波動(dòng)以及制冷系統(tǒng)的波動(dòng),因此以冷箱出口的LNG溫度為主環(huán),天然氣流量為副環(huán)組成串級(jí)控制系統(tǒng)。

圖14 原料氣擾動(dòng)下LNG節(jié)流前溫度控制Fig.14 LNG throttle temperature control to disturbance of feed gas

圖14和圖15分別為原料氣擾動(dòng)下單回路控制系統(tǒng)和串級(jí)控制系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。60 min時(shí)將提高原料氣壓力,原料氣流量迅速上升,由于換熱過(guò)程的影響,LNG溫度滯后10 min開(kāi)始升高;在單回路控制系統(tǒng)中,10 min后控制器收到溫度信號(hào)后開(kāi)始調(diào)節(jié),閥門(mén)的調(diào)節(jié)過(guò)程會(huì)對(duì)對(duì)原料氣流量產(chǎn)生影響,又間接的影響LNG的溫度,因此須反復(fù)調(diào)節(jié)才能恢復(fù)穩(wěn)定,系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間為400 min;在串級(jí)控制系統(tǒng)中,原料氣流量擾動(dòng)后,副回路控制器的設(shè)定值不變,立即進(jìn)行調(diào)節(jié),迅速把流量穩(wěn)定至設(shè)定值,10 min后主回路控制器收到溫度信號(hào),改變副回路的設(shè)定值,進(jìn)一步調(diào)節(jié)原料氣流量,在兩個(gè)控制器的作用下,系統(tǒng)在100 min內(nèi)恢復(fù)了穩(wěn)定。

圖15 原料氣擾動(dòng)下LNG節(jié)流串級(jí)控制Fig.15 LNG throttle cascade control to disturbance of feed gas

圖16和圖17分別為制冷量擾動(dòng)下單回路控制系統(tǒng)和串級(jí)控制系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。60 min時(shí)將降低制冷量,LNG溫度滯后10 min開(kāi)始升高,在單回路控制系統(tǒng)中,受流量、溫度耦合的影響;10 min后控制器收到溫度信號(hào)后開(kāi)始反復(fù)的調(diào)節(jié),系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間為450 min;在串級(jí)控制系統(tǒng)中,雖然副回路同樣滯后10 min調(diào)節(jié),但由于原料氣流量的引入,縮短了對(duì)象的控制通道,加速了調(diào)節(jié)作用,系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間為200 min。

串級(jí)控制不僅可以通過(guò)副環(huán)控制器克服LNG節(jié)流閥上游天然氣的流量波動(dòng),還可按主環(huán)控制器要求改變通過(guò)LNG節(jié)流閥的LNG流量,使LNG在冷箱出口的溫度保持不變,有效克服了溫度響應(yīng)的滯后,提

高了控制質(zhì)量,縮短了系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間。

圖16 制冷量擾動(dòng)下LNG節(jié)流前溫度控制Fig.16 LNG throttle temperature control to disturbance of cooling capacity

圖17 制冷量擾動(dòng)下LNG節(jié)流串級(jí)控制Fig.17 LNG throttle cascade control to disturbance of cooling capacity

3 結(jié) 論

(1)小型撬裝液化裝置中補(bǔ)氮調(diào)節(jié)閥關(guān)閉后還可運(yùn)行19 min,與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果一致,且壓縮機(jī)啟動(dòng)過(guò)程中,排氣壓力曲線趨勢(shì)與壓力達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)一致,驗(yàn)證了壓縮機(jī)控制動(dòng)態(tài)模型的準(zhǔn)確性。

(2)預(yù)冷機(jī)組的電磁閥流量系數(shù)太小,會(huì)導(dǎo)致能量調(diào)節(jié)回路高溫氟利昂提供不足,系統(tǒng)冷量過(guò)剩,最終低壓跳車(chē),但流量系數(shù)過(guò)大會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)的失穩(wěn),實(shí)驗(yàn)中需要對(duì)電磁閥的流量系數(shù)進(jìn)行微調(diào),以適應(yīng)蒸發(fā)器熱負(fù)荷的變化。

(3)串級(jí)控制不僅可以通過(guò)副環(huán)控制器克服LNG節(jié)流閥上游天然氣的流量波動(dòng),還可按主環(huán)控制器要求改變通過(guò)LNG節(jié)流閥的LNG流量,使LNG在冷箱出口的溫度保持不變,有效克服了溫度響應(yīng)的滯后,提高了控制質(zhì)量。

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(沈玉英)

Dynamic simulation and verification of nature gas liquefaction process with dual nitrogen expanders and R22 pre-cooling

ZHU Jianlu1， XU Minghai1， LI Yuxing1， WANG Wuchang1， LIU Yonghao2， XIE Bin3， YU Xichong3

(1.CollegeofPipelineandCivilEngineeringinChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China;2.CNOOCGas&PowerGroup,Beijing100028,China;3.CNOOCResearchCenter,Beijing100028,China)

A dynamic simulation model based on a small-scale natural gas liquefaction facility was established in order to study the dynamic characteristics of the natural gas liquefaction process with dual nitrogen expanders and pre-cooling. Different processes involved in the liquefaction were simulated and compared with experimental results, including the compressor starting and control, the energy regulation of the pre-cooling system and LNG throttle control. The results show that the simulation results of the compressor starting and control process were consistent with the experimental results, verifying the effectiveness of the dynamic model. The performance of the pre-cooling system for energy regulation can be affected by the flow coefficient of the electromagnetic valve, which needs to be adjusted to adapt to the thermal load of the evaporator. The delay of temperature response can be effectively reduced by LNG throttle cascade control, which can increase the control quality. The results show that, through the dynamic simulation, the design of the natural gas liquefaction process can be optimized, and the operation of the equipment can be well supervised for improved safety control.

natural gas liquefaction process; dynamic simulation; control; throttle; energy regulation

2015-12-08

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51504278);山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎(jiǎng)勵(lì)基金項(xiàng)目(BS2014ZZ009);青島市應(yīng)用基礎(chǔ)研究計(jì)劃項(xiàng)目(14-2-4-81-jch)

朱建魯(1985-),男,博士,博士后,研究方向?yàn)樘烊粴庖夯に嚰霸O(shè)備。E-mail: aaabccc@163.com。

1673-5005(2016)04-0146-08

10.3969/j.issn.1673-5005.2016.04.020

TE 646

A

朱建魯,徐明海,李玉星,等.氟利昂預(yù)冷雙氮膨脹液化工藝動(dòng)態(tài)仿真與驗(yàn)證[J]. 中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,40(4):146-153.

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