李志軍 張少鑫 王瀚

1中國(guó)海洋石油國(guó)際有限公司

2中國(guó)石油青海油田采油三廠

3中國(guó)石油大學(xué)（華東）

為了驗(yàn)證天然氣液化工藝的性能，往往需要對(duì)液化工藝進(jìn)行模擬。流程的模擬是在工藝流程的機(jī)理模型基礎(chǔ)之上，運(yùn)用數(shù)學(xué)的方法對(duì)化工過(guò)程進(jìn)行描述，并且運(yùn)用了計(jì)算機(jī)輔助技術(shù)進(jìn)行模擬，可分為穩(wěn)態(tài)模擬和動(dòng)態(tài)模擬兩種。穩(wěn)態(tài)模擬是研究和分析流程在穩(wěn)態(tài)條件下各變量之間的關(guān)系，主要用于裝置的設(shè)計(jì)。動(dòng)態(tài)模擬則是于對(duì)裝置啟動(dòng)、停車、事故、外部擾動(dòng)等動(dòng)態(tài)工況的模擬。天然氣液化裝置運(yùn)行時(shí)，外界條件是隨時(shí)間變化的，在擾動(dòng)下液化系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性是衡量液化系統(tǒng)優(yōu)劣的一個(gè)重要因素。

與一般的天然氣液化系統(tǒng)相比，天然氣調(diào)峰裝置的顯著特點(diǎn)是氣源流量不穩(wěn)定，包括小時(shí)不均勻性和季節(jié)不均勻性。在用戶用氣量較小時(shí)，天然氣調(diào)峰裝置會(huì)將來(lái)自長(zhǎng)輸管道終點(diǎn)的多余高壓天然氣進(jìn)行液化并儲(chǔ)存；在用戶用氣量較多時(shí)將液化天然氣氣化，以平衡用戶用氣量不均的問(wèn)題?？紤]到天然氣調(diào)峰裝置的工作特性，將是否具有比較寬的處理范圍作為天然氣調(diào)峰裝置優(yōu)劣的重要指標(biāo)。因此，對(duì)調(diào)峰液化系統(tǒng)進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬顯得十分必要。LNG 槽車貧富液切換安全裝車的動(dòng)態(tài)模擬研究可以為單元裝車安全性和高效性提供理論指導(dǎo)[1]。多級(jí)制冷回路運(yùn)行中，動(dòng)態(tài)仿真工具PROTISS[2]可以用作高保真模型復(fù)雜過(guò)程配置的實(shí)時(shí)求解。C3MR液化流程的動(dòng)態(tài)模型[3]可用于控制算法的實(shí)現(xiàn)，從而提出更為魯棒的控制策略。通過(guò)對(duì)天然氣液化系統(tǒng)擾動(dòng)的動(dòng)態(tài)模擬[4]，可以得出系統(tǒng)響應(yīng)曲線并作動(dòng)態(tài)分析。在小型橇裝液化實(shí)驗(yàn)裝置基礎(chǔ)上建立相應(yīng)的工藝動(dòng)態(tài)模型[5]可用于研究帶預(yù)冷的雙氮膨脹液化工藝的動(dòng)態(tài)特性。通過(guò)對(duì)燃料分配系統(tǒng)進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，研究發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)載、LNG溫度、壓強(qiáng)的變化對(duì)系統(tǒng)輸出的影響[6]。

天然氣調(diào)峰裝置在實(shí)際工作中，原料氣的入口壓力、溫度、組分均存在變化。為了驗(yàn)證液化工藝的可靠性，添加了原料氣壓力、溫度以及組分三種擾動(dòng)，并將壓力和溫度的擾動(dòng)分為5%、10%和15%三個(gè)級(jí)別，將組分?jǐn)_動(dòng)設(shè)置為甲烷含量分別為5%和10%兩個(gè)級(jí)別，對(duì)選定的開(kāi)式天然氣膨脹液化工藝進(jìn)行動(dòng)態(tài)仿真，驗(yàn)證調(diào)峰裝置實(shí)際運(yùn)行的穩(wěn)定性和可靠性。

1 液化流程模型的建立

本研究選定開(kāi)式天然氣膨脹液化工藝作為處理量100×104m3/d 的調(diào)峰型天然氣液化廠的液化工藝。

開(kāi)式天然氣膨脹液化流程如圖1所示。經(jīng)預(yù)處理的高壓天然氣（NG1）分為兩部分（NG2、NG3）。NG2 經(jīng)換熱器HEX-1、HEX-2 及過(guò)冷換熱器HEX-3 降溫后，分為兩部分，一部分（NG8）節(jié)流后進(jìn)入LNG儲(chǔ)罐，另一部分（NG7）節(jié)流后為三個(gè)換熱器提供冷量。NG3 經(jīng)換熱器HEX-1 冷卻后進(jìn)入膨脹機(jī)（E-1），降溫后為換熱器HEX-1、HEX-2 提供冷量。LNG 儲(chǔ)罐中自蒸發(fā)的BOG，為換熱器HEX-1 提供冷量后與另外兩部分提供完冷量的低壓天然氣（NG14、NG18）混合，再經(jīng)制動(dòng)壓縮機(jī)增壓后，送往城市管網(wǎng)。

圖1 開(kāi)式天然氣膨脹液化流程Fig.1 Open natural gas expansive liquefaction process

Aspen HYSYS軟件是Aspen Tech公司開(kāi)發(fā)的面向油氣生產(chǎn)、氣體處理和煉油工業(yè)的模擬、設(shè)計(jì)、性能檢測(cè)的過(guò)程模擬軟件，具有穩(wěn)態(tài)模擬和動(dòng)態(tài)模擬功能[7]。本文先利用HYSYS軟件對(duì)開(kāi)式天然氣膨脹液化流程進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，然后在穩(wěn)態(tài)模擬的基礎(chǔ)上增加動(dòng)態(tài)控制裝置，并通過(guò)控制裝置設(shè)置擾動(dòng)參數(shù)變化規(guī)律，觀察系統(tǒng)特性參數(shù)在擾動(dòng)作用下隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。

液化流程的穩(wěn)態(tài)模擬需結(jié)合實(shí)際確定流程初始參數(shù)，Aspen HYSYS靜態(tài)模擬基礎(chǔ)條件如下：①經(jīng)過(guò)預(yù)處理后的天然氣的組成（摩爾分?jǐn)?shù)）：甲烷87.04%、乙 烷2.10%、丙 烷3.37%、正 丁 烷4.16%、二氧化碳2.08%、氮?dú)?.25%，壓力為5 000 kPa，溫度為30 ℃，流量100×104m3/d（0.516 4 kmol/s）；②LNG 的儲(chǔ)存壓力為120 kPa；③狀態(tài)方程為Peng-Robinson 方程；④壓縮機(jī)的等熵效率為0.7，透平膨脹機(jī)的等熵效率0.8；⑤水冷器的壓降為10 kPa；⑥忽略系統(tǒng)熱損失。

根據(jù)以上模擬條件在HYSYS 軟件中完成開(kāi)式天然氣膨脹液化流程穩(wěn)態(tài)模型的搭建。穩(wěn)態(tài)計(jì)算關(guān)鍵性工藝參數(shù)成果見(jiàn)表1。

表1 各物流的物理參數(shù)Tab.1 Physical parameters of materials flow

2 關(guān)鍵設(shè)備的動(dòng)態(tài)模型

開(kāi)式天然氣膨脹液化流程中設(shè)備有膨脹機(jī)、制動(dòng)壓縮機(jī)、多股流換熱器、水冷換熱器、比例分流器、比例混合器等[8]，設(shè)備動(dòng)態(tài)模型的建立必須滿足質(zhì)量守恒、能量守恒和動(dòng)量守恒方程，每個(gè)設(shè)備是整個(gè)復(fù)雜流程中獨(dú)立的部分，相互連接、相互影響并構(gòu)成完整的液化工藝[9]，此動(dòng)態(tài)模擬的自變量為進(jìn)口壓力、進(jìn)口溫度和甲烷組分含量，因變量為流量和膨脹機(jī)效率。

本設(shè)計(jì)中選用的換熱器類型為板翅式換熱器，板翅式換熱器各個(gè)參數(shù)的確定主要是依據(jù)Aspen MUSE 軟件中Design-PFIN 的Calcullation Mode 進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。第一步將穩(wěn)態(tài)模型中換熱器的物流質(zhì)量流量、進(jìn)出口壓力、進(jìn)口壓力和換熱器壓差、進(jìn)出口物流的氣液比以及冷熱流的摩爾組分輸入軟件相應(yīng)的計(jì)算模塊，物流計(jì)算模型選用Peng-Robinson模型。初步計(jì)算設(shè)計(jì)出換熱器參數(shù)，得到換熱器的基礎(chǔ)參數(shù)，如換熱器的翅片類型，翅片特征參數(shù)以及每股物流對(duì)應(yīng)的流體通道數(shù)和相應(yīng)的換熱物性參數(shù)。第二步是在第一步計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，對(duì)換熱器進(jìn)行重新設(shè)計(jì)校核。將第一步計(jì)算出的換熱器基礎(chǔ)參數(shù)輸入軟件相應(yīng)計(jì)算模塊中，導(dǎo)入物流基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，保存輸入基礎(chǔ)數(shù)據(jù)運(yùn)行計(jì)算模塊，反算出冷熱物流的進(jìn)出口物性參數(shù)，與靜態(tài)模型基礎(chǔ)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，確定出動(dòng)態(tài)換熱器的基本參數(shù)，以及物流在換熱器中的物性參數(shù)及換熱相關(guān)參數(shù)。該過(guò)程程序框圖如圖2所示。

圖2 HYSYS換熱器動(dòng)態(tài)模型建立程序框圖Fig.2 Block diagram of dynamic model establishing program of HYSYS heat exchanger

三個(gè)換熱器動(dòng)態(tài)模型依次搭建完成并且各參數(shù)運(yùn)行穩(wěn)定后，對(duì)換熱器相應(yīng)物流依次連接，搭建出換熱器動(dòng)態(tài)模型基礎(chǔ)。在換熱器動(dòng)態(tài)模型連接完成后依次加入膨脹機(jī)、制動(dòng)壓縮機(jī)、水冷器動(dòng)態(tài)模型。

膨脹機(jī)、制動(dòng)壓縮機(jī)、水冷器動(dòng)態(tài)模型的建立與換熱器動(dòng)態(tài)模型建立有共同之處，動(dòng)態(tài)模型的建立依舊是在靜態(tài)模擬的基礎(chǔ)上，設(shè)定邊界條件運(yùn)行動(dòng)態(tài)模型、適當(dāng)調(diào)整相關(guān)參數(shù)，完成設(shè)備的動(dòng)態(tài)模型建立。在膨脹機(jī)、制動(dòng)壓縮機(jī)、水冷器動(dòng)態(tài)模型相關(guān)工藝參數(shù)運(yùn)行穩(wěn)定后，依次將各個(gè)設(shè)備動(dòng)態(tài)模型連接，最終搭建出整個(gè)開(kāi)式天然氣膨脹液化工藝動(dòng)態(tài)模型。在Aspen HYSYS 中搭建的動(dòng)態(tài)模型運(yùn)行14 576 min后，各參數(shù)基本保持穩(wěn)定，與靜態(tài)模擬相比參數(shù)浮動(dòng)變化范圍相對(duì)較小，各節(jié)點(diǎn)參數(shù)運(yùn)行穩(wěn)定且與穩(wěn)態(tài)參數(shù)相比誤差小于0.5%。開(kāi)式天然氣膨脹液化工藝動(dòng)態(tài)模擬基礎(chǔ)建立完成。

3 工藝適應(yīng)性分析

利用開(kāi)式天然氣膨脹液化工藝動(dòng)態(tài)仿真模型，分析進(jìn)口壓力、進(jìn)口溫度、甲烷組分含量等條件變化時(shí)對(duì)該工藝流程性能的影響，從而確定該工藝的適應(yīng)性。將運(yùn)行中的實(shí)際工況變化細(xì)化為進(jìn)口天然氣組分中甲烷含量變化、進(jìn)口壓力變化和進(jìn)口溫度變化等擾動(dòng)，根據(jù)改變工況后系統(tǒng)的性能判斷系統(tǒng)的適應(yīng)性，最終確定所選工藝在實(shí)際運(yùn)行工況下的安全性、穩(wěn)定性和準(zhǔn)確性。

3.1 進(jìn)口溫度變化對(duì)系統(tǒng)性能的影響

動(dòng)態(tài)系統(tǒng)在正常工況下運(yùn)行一段時(shí)間后，將天然氣進(jìn)口溫度分別提高以及減小5%、10%、15%，正常工況下天然氣進(jìn)口溫度30 ℃。檢測(cè)LNG 進(jìn)入閃蒸罐前節(jié)點(diǎn)NG9 的流量以及膨脹機(jī)的效率隨擾動(dòng)的變化情況。

天然氣進(jìn)口溫度變化對(duì)節(jié)點(diǎn)NG9 流量的影響如圖3 和圖4 所示。正常工況下NG9 的流量為0.109 2 kmol/s，當(dāng)天然氣進(jìn)口溫度分別增加5%、10%、15%時(shí)，對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)NG9 的流量分別為0.108 8、0.108 5、0.108 2 kmol/s，流量減小幅度分別為0.37%、0.64%、0.91%。當(dāng)天然氣進(jìn)口溫度分別降低5%、10%、15%，節(jié)點(diǎn)NG9 的流量隨進(jìn)口溫度的降低而小幅度增加，增幅分別為0.27%、0.46%、0.64%。

圖3 節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨進(jìn)口溫度增加的響應(yīng)曲線Fig.3 Response curve of flow rate of node NG9 with the increase of inlet temperature

圖4 節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨進(jìn)口溫度降低的響應(yīng)曲線Fig.4 Response curve of flow rate of node NG9 with the decrease of inlet temperature

進(jìn)口溫度變化對(duì)膨脹機(jī)效率的影響如圖5和圖6所示，隨著進(jìn)口溫度的增加，膨脹機(jī)效率基本無(wú)明顯變化，基本保持在73.5%上下小范圍內(nèi)波動(dòng)。隨著進(jìn)口溫度的減小，膨脹機(jī)的效率在添加擾動(dòng)后有波動(dòng)狀況出現(xiàn)，但在運(yùn)行一段時(shí)間后，效率又收斂到73.3%，系統(tǒng)又重新達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行。

圖5 膨脹機(jī)效率隨溫度增加的響應(yīng)曲線Fig.5 Response curve of expander efficiency with the increase of inlet temperature

圖6 膨脹機(jī)效率隨溫度降低的響應(yīng)曲線Fig.6 Response curve of expander efficiency with the decrease of inlet temperature

3.2 進(jìn)口壓力變化對(duì)系統(tǒng)性能的影響

動(dòng)態(tài)系統(tǒng)在正常工況下運(yùn)行一段時(shí)間后，將天然氣進(jìn)口壓力分別提高以及減小5%、10%、15%，正常工況下天然氣進(jìn)口壓力5 000 kPa，添加擾動(dòng)后天然氣進(jìn)口壓力發(fā)生變化。檢測(cè)LNG 進(jìn)入閃蒸罐前節(jié)點(diǎn)NG9 的流量以及膨脹機(jī)的效率隨擾動(dòng)的變化情況。

節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨進(jìn)口壓力變化的情況如圖7和圖8所示，正常工況下NG9的流量為0.109 2 kmol/s。節(jié)點(diǎn)NG9 的流量在添加進(jìn)口壓力擾動(dòng)后，先突變后穩(wěn)定收斂在某一值。當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別增加5%、10%、15%時(shí)，節(jié)點(diǎn)NG9 的流量增幅分別為3.0%、5.77%、8.4%；當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別減小5%、10%、15%時(shí)，節(jié)點(diǎn)NG9 的流量降幅分別為3.3%、6.5%、10%。

圖7 節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨進(jìn)口壓力增加的響應(yīng)曲線Fig.7 Response curve of flow rate of node NG9 with the increase of inlet pressure

圖8 節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨進(jìn)口壓力減小的響應(yīng)曲線Fig.8 Response curve of flow rate of node NG9 with the decrease of inlet pressure

進(jìn)口壓力變化對(duì)膨脹機(jī)效率的影響如圖9和圖10 所示。當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別增加5%、10%、15%時(shí)，膨脹機(jī)的效率有極小幅度的增加，增加幅度分別為0.3%、0.4%、0.7%；當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別減小5%、10%、15%時(shí)，膨脹機(jī)的效率基本保持不變，在添加擾動(dòng)后壓縮機(jī)功率先波動(dòng)，之后趨于穩(wěn)定。

圖9 膨脹機(jī)效率隨進(jìn)口壓力增加的響應(yīng)曲線Fig.9 Response curve of expander efficiency with the increase of inlet pressure

圖10 膨脹機(jī)效率隨進(jìn)口壓力減小的響應(yīng)曲線Fig.10 Response curve of expander efficiency with the decrease of inlet pressure

3.3 組分含量變化對(duì)系統(tǒng)性能的影響

動(dòng)態(tài)系統(tǒng)在正常工況下運(yùn)行一段時(shí)間后，改變天然氣組分，將天然氣中的主要組分甲烷含量分別增加和降低5%、10%。檢測(cè)LNG進(jìn)入閃蒸罐前節(jié)點(diǎn)NG9的流量以及膨脹機(jī)的效率隨擾動(dòng)的變化情況。

不同擾動(dòng)下，天然氣的組分含量如表2所示。

表2 不同擾動(dòng)下的天然氣組分含量Tab.2 Content of natural gas components under different disturbance 摩爾分?jǐn)?shù)/%

正常工況下NG9的流量為0.109 2 kmol/s，甲烷組分變化對(duì)節(jié)點(diǎn)NG9 流量的影響如圖11 和圖12所示。當(dāng)系統(tǒng)甲烷組分改變時(shí)，節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨擾動(dòng)有明顯的突變情況，在系統(tǒng)運(yùn)行一段時(shí)間后重新穩(wěn)定在新的值。當(dāng)甲烷含量分別增加5%、10%時(shí)，節(jié)點(diǎn)NG9 的流量對(duì)應(yīng)增幅分別為3.75%、7.5%。當(dāng)甲烷含量分別減小5%、10%，節(jié)點(diǎn)NG9的流量對(duì)應(yīng)降幅分別為4.0%、8.6%。

圖11 節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨甲烷組分增加的響應(yīng)曲線Fig.11 Response curve of flow rate of node NG9 with the increase of methane component

圖12 節(jié)點(diǎn)NG9的流量隨甲烷組分減小的響應(yīng)曲線Fig.12 Response curve of flow rate of node NG9 with the decrease of methane component

甲烷組分變化對(duì)膨脹機(jī)效率的影響如圖13 和圖14 所示。膨脹機(jī)效率在添加甲烷含量改變的擾動(dòng)后，有個(gè)迅速突變的過(guò)程，突變后又迅速穩(wěn)定在某一值附近，后隨系統(tǒng)繼續(xù)運(yùn)行達(dá)到穩(wěn)定。當(dāng)甲烷含量分別增加5%、10%時(shí)，膨脹機(jī)效率的增幅分別為2.7%、5.4%。當(dāng)甲烷含量分別減小5%、10%，膨脹機(jī)效率的降低幅度分別為0.7%、1.4%，變化幅度較小。

圖13 膨脹機(jī)效率隨甲烷組分增加的響應(yīng)曲線Fig.13 Response curve of expander efficiency with the increase of methane component

圖14 膨脹機(jī)效率隨甲烷組分減小的響應(yīng)曲線Fig.14 Response curve of expander efficiency with the decrease of methane component

4 結(jié)論

以選定的開(kāi)式天然氣膨脹液化流程為基礎(chǔ)，在Aspen HYSYS 軟件中建立了液化流程的模態(tài)模型，并進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬仿真，研究了該液化系統(tǒng)在調(diào)峰工況下的工藝適應(yīng)性。分析天然氣進(jìn)口溫度和壓力分別增加和減小5%、10%、15%，天然氣中甲烷含量分別增加和降低5%、10%時(shí)，系統(tǒng)的運(yùn)行情況和系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)的參數(shù)變化情況。從系統(tǒng)的參數(shù)隨擾動(dòng)的變化情況綜合來(lái)看，可以得到以下結(jié)論：

（1）天然氣進(jìn)口溫度的變化對(duì)系統(tǒng)的影響最小。

（2）天然氣進(jìn)口壓力的變化對(duì)系統(tǒng)的影響明顯，進(jìn)口壓力增加有利于提升系統(tǒng)性能。

（3）天然氣甲烷含量的變化對(duì)系統(tǒng)的影響明顯，甲烷含量的增加有利于系統(tǒng)性能的明顯提升。

（4）依據(jù)進(jìn)口溫度、壓力和組分（甲烷含量）對(duì)系統(tǒng)的影響結(jié)果來(lái)看，以上擾動(dòng)情況在一定范圍內(nèi)（溫度、壓力15%，甲烷含量10%）上下浮動(dòng)時(shí)，系統(tǒng)仍舊能夠穩(wěn)定、可靠的運(yùn)行。

由動(dòng)態(tài)模擬結(jié)果和系統(tǒng)對(duì)擾動(dòng)的動(dòng)態(tài)運(yùn)行情況來(lái)看，可以確定該開(kāi)式天然氣膨脹液化流程在調(diào)峰工況下的運(yùn)行情況及適應(yīng)性均良好，可以作為處理量100×104m3/d的調(diào)峰型天然氣液化廠的液化工藝。