王金波 蔣洪 宋曉娟

西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院

天然氣作為清潔能源與煤炭相比可減少50%的溫室氣體排放[1]。目前，天然氣占世界能源產(chǎn)量接近22%[2]。根據(jù)預(yù)測(cè)，到2030年天然氣在世界一次能源供應(yīng)中將達(dá)到30%[3]。天然氣運(yùn)輸?shù)闹饕绞绞枪茌敽鸵夯烊粴?liquefied natural gas，LNG)。對(duì)于短距離天然氣運(yùn)輸，管道輸送技術(shù)十分成熟且較為經(jīng)濟(jì)，但是對(duì)于遠(yuǎn)距離輸送，用LNG則更為經(jīng)濟(jì)。對(duì)于氣源分散、同時(shí)距離供氣管網(wǎng)較遠(yuǎn)的非常規(guī)氣田，采用LNG比管道輸送方法更為經(jīng)濟(jì)。由于天然氣中含有乙烷及乙烷以上的重?zé)N，因此在天然氣液化前需要將天然氣脫烴以滿足液化天然氣技術(shù)要求。另一方面，天然氣中的乙烷是制乙烯的原料，乙烷裂解生產(chǎn)乙烯在工藝以及回收率上，與石腦油相比存在諸多優(yōu)點(diǎn)。因此，有必要對(duì)天然氣中的乙烷進(jìn)行回收[4-6]。

本研究在LNG與NGL聯(lián)產(chǎn)工藝中，為進(jìn)一步提高乙烷回收率，凝液回收采用冷干氣回流(cold residue reflux，CRR)工藝[7-8]，制冷采用混合冷劑制冷循環(huán)(single mixed refrigeration，SMR)工藝。在保證乙烷回收率95%以上的前提下，以單位能耗為目標(biāo)，使用遺傳算法對(duì)流程進(jìn)行優(yōu)化。并針對(duì)換熱器對(duì)數(shù)平均溫差較大的情況，提出了改進(jìn)流程。

1 流程描述

1.1 乙烷回收工藝與LNG工藝

乙烷回收工藝采用CRR工藝，見圖1。預(yù)處理的天然氣(NG)經(jīng)過換熱器HX-1被冷卻到-60 ℃，然后進(jìn)入分離器S-1，分離器部分液相物流4經(jīng)過節(jié)流降溫至-85 ℃進(jìn)入脫甲烷塔(D-1)下部，部分氣相7經(jīng)過膨脹機(jī)(E-1)降溫到-90 ℃進(jìn)入脫甲烷塔中下部，分離器剩余氣相物流8與剩余液相物流5混合后進(jìn)入換熱器HX-1，冷卻至-75 ℃，然后進(jìn)入換熱器HX-2冷凝至-90 ℃，經(jīng)過節(jié)流閥降溫至-98 ℃進(jìn)入脫甲烷塔上部。脫甲烷塔塔頂部分物流18增壓后經(jīng)過換熱器冷卻至-100 ℃，然后經(jīng)過節(jié)流降溫至-102 ℃作為回流進(jìn)入脫甲烷塔；脫甲烷塔塔底物流進(jìn)入脫乙烷塔(D-2)上部，脫乙烷塔塔頂部分物流23經(jīng)過換熱器HX-1冷凝至-10 ℃，作為回流進(jìn)入脫乙烷塔頂部。由于脫甲烷塔內(nèi)部存在多余冷量，因此從塔內(nèi)抽出3股溫度分別為-85 ℃、-91 ℃、-14 ℃的物流，在換熱器HEX-1內(nèi)換熱；脫甲烷塔塔頂物流25進(jìn)入換熱器HX-2冷卻至-151 ℃，經(jīng)過節(jié)流閥降壓至200 kPa，溫度降至-155 ℃進(jìn)入LNG儲(chǔ)罐。另外，在乙烷回收工藝中，通過增加3股側(cè)線抽出物流以降低能耗，同時(shí)可以減少重沸器。

1.2 制冷工藝

制冷工藝采用SMR工藝，制冷劑經(jīng)過壓縮機(jī)兩級(jí)增壓進(jìn)入分離器S-3將氣液兩相分離，氣相與液相分別經(jīng)過壓縮機(jī)與泵增壓后進(jìn)入空氣/水冷卻器冷凝至40 ℃進(jìn)入分離器S-2，分離器液相MR14進(jìn)入換熱器HX-1過冷后，經(jīng)過節(jié)流閥降壓，氣相MR10經(jīng)過換熱器HX-1與HX-2過冷后，經(jīng)過節(jié)流閥降壓降溫后進(jìn)入換熱器HX-2內(nèi)相變制冷，然后與節(jié)流降壓后的分離器液相MR16混合進(jìn)入換熱器HX-1制冷。假設(shè)膨脹機(jī)E-1輸出功均被壓縮機(jī)C-4接收，沒有能量損失。

1.3 聯(lián)產(chǎn)工藝模擬參數(shù)

原料氣預(yù)處理后的摩爾分?jǐn)?shù)如表1所列。

表1 原料氣摩爾分?jǐn)?shù)%組成摩爾分?jǐn)?shù)組成摩爾分?jǐn)?shù)N22.3331CH489.2415C2H66.2903C3H81.3901i-C40.2530n-C40.2670i-C50.0790n-C50.0610n-C60.0460n-C70.0390 注:總流量為470267kg/h;溫度為13℃;壓力為5900kPa。

本研究模擬軟件采用Aspen HYSYS，其中狀態(tài)方程選擇p-R狀態(tài)方程。聯(lián)產(chǎn)流程中模擬參數(shù)規(guī)定如表2所列。

表2 模擬參數(shù)規(guī)定參數(shù)取值水冷器/空冷器壓降/kPa0換熱器壓降/kPa0壓縮機(jī)絕熱效率/%75膨脹機(jī)等熵效率/%75乙烷回收率/%≥95換熱器最小換熱溫差/℃≥3水冷器冷卻溫度/℃40空冷器冷卻溫度/℃50

2 流程參數(shù)優(yōu)化

2.1 遺傳算法

1975年，Holland描述了如何將自然進(jìn)化原理應(yīng)用于優(yōu)化問題，并建立了第一個(gè)遺傳算法(genetic algorithm，GA)，遺傳算法基礎(chǔ)是遺傳和進(jìn)化原理，現(xiàn)在遺傳算法已經(jīng)成為解決優(yōu)化問題的有力工具[9]。遺傳算法在天然氣液化工藝中被廣泛使用并獲得良好的優(yōu)化效果[10-13]。遺傳算法從初始函數(shù)隨機(jī)生成的種群開始，然后通過變異、選擇和交叉等方法在全局解中搜索優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)[14]。使用ActiveX技術(shù)將Aspen HYSYS與Matlab連接，然后通過編碼使Matlab讀取HYSYS中的參數(shù)，并對(duì)HYSYS中的參數(shù)賦值，以此為基礎(chǔ)，即可在Matlab中使用遺傳算法對(duì)HYSYS中的工藝流程參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。本研究中采用遺傳算法的相關(guān)參數(shù)如表3所列。

表3 遺傳算法參數(shù)參數(shù)取值種群大小200最大進(jìn)化代數(shù)150交叉概率0.70變異概率0.01選擇方法隨機(jī)遍歷抽樣

2.2 目標(biāo)函數(shù)

本研究以單位能耗作為遺傳算法的優(yōu)化目標(biāo)，單位能耗W定義為集成流程的總能耗與LNG產(chǎn)品質(zhì)量流量的比值(kW·h/kg)。其表達(dá)式如式(1)所示。

(1)

式中：X為決策變量；WC-1、WC-2、WC-3、WP-1為壓縮機(jī)能耗,kW；qLNG為L(zhǎng)NG質(zhì)量流量，kg/h。

2.3 約束條件與懲罰函數(shù)

換熱器夾點(diǎn)溫差需要滿足的條件是換熱器HX-1與HX-2夾點(diǎn)溫差不小于3 ℃，其表達(dá)式如式(2)、式(3)所示。

Δtmin,HEX-1≥3 ℃

(2)

Δtmin,HEX-2≥3 ℃

(3)

在計(jì)算過程中，當(dāng)換熱器最小溫差小于3 ℃時(shí)，單位能耗可能會(huì)降低，但是并不符合實(shí)際運(yùn)行情況，因此引入懲罰函數(shù)，如式(4)所示。

W=f(X)·e(3+g(y))

(4)

其中，g(y)表達(dá)式如式(5)所示。

g(y)=Max(3-Δtmin,HEX-1,

3-Δtmin,HEX-2)

(5)

2.4 決策變量

決策變量包括制冷循環(huán)中冷凝壓力、蒸發(fā)壓力、制冷循環(huán)中制冷劑各組分流量以及過冷溫度共8個(gè)變量，決策變量及其取值范圍如表4所示。

表4 基礎(chǔ)流程決策變量及取值范圍參數(shù)參數(shù)下限參數(shù)上限pMR8/kPa15002800pMR1/kPa150650tMR11/℃-130-170摩爾流量/(kmol·h-1)N210028800CH410028800C3H810028800i-C510028800C2H410028800

3 改進(jìn)流程

如圖2中Ⅰ部分所示，由于物流25在換熱器HX-2中發(fā)生相變，導(dǎo)致冷熱組合曲線溫差波動(dòng)范圍很大，從而導(dǎo)致能量損失較大。圖3展示了物流25的t-H圖，當(dāng)壓力升高時(shí)，相變溫度升高，摩爾相變焓減小，因此，在物流25處增加了1臺(tái)壓縮機(jī)以提高相變溫度，以減少對(duì)數(shù)平均溫差(logarithmic mean temperature difference, LMTD)，從而降低能耗。改進(jìn)流程如圖4所示，改進(jìn)流程與基礎(chǔ)流程的主要區(qū)別在于物流25處增加了1臺(tái)壓縮機(jī)C-5。

改進(jìn)流程中需要增加物流25的壓力作為決策變量之一，決策變量如表5所列，目標(biāo)函數(shù)如式(6)所示。約束條件及遺傳算法的相關(guān)參數(shù)保持不變。

(6)

表5 改進(jìn)流程決策變量及取值范圍參數(shù)參數(shù)下限參數(shù)上限SMRpMR8/kPa15002800pMR1/kPa150650tMR11/℃-130-170摩爾流量/(kmol·h-1) N210028800 CH410028800 C3H810028800 i-C510028800 C2H410028800p25(LNG)/kPa26005000

4 火用分析

火用是以環(huán)境狀態(tài)作為基準(zhǔn)，從系統(tǒng)的某一狀態(tài)到環(huán)境狀態(tài)所做的最大的功[15]?；鹩弥饕譃槲锢砘鹩?、動(dòng)能火用、勢(shì)能火用以及化學(xué)火用4部分。但是動(dòng)能火用和勢(shì)能火用十分小，可以忽略不計(jì)。由于系統(tǒng)中并沒有發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，所以不考慮化學(xué)火用。

本研究流程中主要設(shè)備為壓縮機(jī)、泵、膨脹機(jī)、節(jié)流閥、換熱器、脫甲烷塔以及脫乙烷塔，通過火用分析方法可以計(jì)算以上設(shè)備的火用損失，以評(píng)價(jià)流程優(yōu)化改進(jìn)效果?；鹩脫p失計(jì)算公式如式(7)所示。

ΔEx=(H-T0S)state2+(H-T0S)state1

(7)

式中：ΔEx為火用損失，kJ；H為物流的焓，kJ；S為物流的熵，kJ/K；T0為環(huán)境溫度，K。

5 結(jié)果與討論

圖5為基礎(chǔ)流程與改進(jìn)流程采用遺傳算法優(yōu)化的收斂曲線。由圖5可知，對(duì)基礎(chǔ)流程優(yōu)化后單位能耗為0.41 kW·h/kg，而改進(jìn)流程采用遺傳算法優(yōu)化后能耗降低到0.36 kW·h/kg。表6展示了各個(gè)決策變量?jī)?yōu)化后的數(shù)據(jù)。改進(jìn)流程優(yōu)化結(jié)果與基礎(chǔ)流程優(yōu)化結(jié)果相比，由于增加了1臺(tái)壓縮機(jī)，使得物流25壓力由2 600 kPa增加到4 233 kPa，溫度由-99.30 ℃升高到-70.74 ℃，提高了相變溫度，因此在制冷循環(huán)中甲烷含量也會(huì)隨之降低，改進(jìn)流程優(yōu)化后甲烷摩爾流量與基礎(chǔ)流程優(yōu)化結(jié)果相比減少了58%。制冷劑總摩爾流量下降了11.63%。

圖6為換熱器HX-2基礎(chǔ)流程(Ⅲ)與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后(Ⅰ)以及改進(jìn)流程優(yōu)化后(II)的冷、熱組合曲線圖?；A(chǔ)流程與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后相比，優(yōu)化效果主要是使得-100 ℃以上的溫位更加匹配，由于相變的存在導(dǎo)致-100 ℃以下的溫位匹配效果較差。改進(jìn)流程優(yōu)化后與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后相比，熱組合曲線中相變段相變溫度由-99.35 ℃升高到-85.44 ℃，摩爾相變焓由5 123 kJ/kmol降低到2 740 kJ/kmol，其結(jié)果是使得-100 ℃以下的溫位更加匹配。由圖6(Ⅳ)可知，改進(jìn)流程優(yōu)化后，換熱負(fù)荷與基礎(chǔ)流程優(yōu)化后相比下降8.45%，其冷熱組合曲線最大溫差由20.08 ℃降至9.61 ℃，溫差波動(dòng)范圍減小。表6為優(yōu)化改進(jìn)結(jié)果。由表6可知，換熱器HX-2對(duì)數(shù)平均溫差由6.7 ℃降低到4.9 ℃。

表6 優(yōu)化及改進(jìn)結(jié)果參數(shù)基礎(chǔ)流程優(yōu)化后基礎(chǔ)流程改進(jìn)流程優(yōu)化后MR循環(huán)pMR8/kPa246120002243pMR1/kPa206.0300.0191.3tMR11/℃-151.0-145.0-154.7摩爾流量/(kmol·h-1)N21856120002913CH422162306009292C2H4143302800020990C3H8145002500011450i-C5115361520012250總摩爾流量6438311080056895HX-1最小換熱溫差/℃3.0033.1653.038LMTD/℃5.610.65.5HX-2最小換熱溫差/℃3.0013.0353.006LMTD/℃6.77.64.9單位能耗/(kWh·kg-1)0.410.550.36p25(LNG)/kPa260026004233

圖7展示了基礎(chǔ)流程、基礎(chǔ)流程優(yōu)化后與改進(jìn)流程優(yōu)化后主要設(shè)備的火用損失。改進(jìn)流程優(yōu)化后與基礎(chǔ)流程相比，火用損失減少43.92%。其中換熱器HX-2火用損失減少最多，占總火用損失減少量的32.14%。在改進(jìn)流程中主要壓縮機(jī)與空冷器火用損失最大，兩者占比達(dá)到57%。在總火用損失中，脫甲烷塔與脫乙烷塔火用損失最小，由于保持乙烷回收流程參數(shù)不變，脫甲烷塔與脫乙烷塔火用損失在優(yōu)化改進(jìn)前后無變化。

6 結(jié)論

本課題對(duì)天然氣液化工藝與乙烷回收工藝進(jìn)行了仿真模擬研究，其中制冷采用混合制冷工藝，乙烷回收采用冷干氣回流工藝。并將脫甲烷塔與換熱器HX-1集成，減少了脫甲烷塔的重沸器。以單位能耗為目標(biāo)函數(shù)，在保證乙烷回收率在95%以上的前提下，以制冷循環(huán)各組分流量、蒸發(fā)壓力、冷凝壓力以及過冷溫度共8個(gè)關(guān)鍵參數(shù)為決策變量，采用遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化。優(yōu)化結(jié)果顯示：

(1)基礎(chǔ)流程與基礎(chǔ)優(yōu)化流程相比，換熱器HX-1的對(duì)數(shù)平均溫差由10.6 ℃降低到5.6 ℃，換熱器HX-2的對(duì)數(shù)平均溫差由7.6 ℃降低到6.7 ℃；流程進(jìn)一步優(yōu)化后，換熱器HK-1與HK-2的對(duì)數(shù)平均溫差分別降至5.5 ℃和4.9 ℃。

(2)基礎(chǔ)流程與基礎(chǔ)優(yōu)化流程相比，單位能耗由0.55 kW·h/kg降低到0.41 kW·h/kg；對(duì)基礎(chǔ)流程優(yōu)化后，針對(duì)換熱器HX-2對(duì)數(shù)平均溫差較大提出了改進(jìn)，在天然氣進(jìn)入換熱器HX-2之前增加1臺(tái)壓縮機(jī)以改變相變溫度，使換熱曲線更加匹配。

(3)改進(jìn)優(yōu)化流程與基礎(chǔ)優(yōu)化流程相比，單位能耗由0.41 kWh/kg降至0.36 kWh/kg。對(duì)集成流程中主要設(shè)備進(jìn)行火用分析顯示，改進(jìn)流程優(yōu)化后與基礎(chǔ)流程相比，火用損失減少43.92%。其中，換熱器HX-2火用損失減少最多。壓縮機(jī)火用損失在整體火用損失中所占比例最大。