肖榮鴿，靳帥帥，王 棟，莊 琦，魚紅平

（1. 西安石油大學 石油工程學院 陜西省油氣田特種增產(chǎn)技術重點實驗室，陜西 西安 710065；2. 長慶油田公司第二采油廠，甘肅 慶陽 745100）

近年來，液化天然氣由于其體積小、熱值高、易存儲的特性，LNG產(chǎn)業(yè)已經(jīng)成為一個新興產(chǎn)業(yè)，發(fā)展迅速。 LNG技術不僅能解決天然氣的儲存、運輸問題，還被廣泛地應用于天然氣調(diào)峰、冷能利用等領域。 天然氣液化是LNG生產(chǎn)中的重要環(huán)節(jié)，但液化成本非常昂貴且需要大量能源。 據(jù)統(tǒng)計，用來制冷和液化天然氣的成本約占LNG供應鏈總成本的42%[1]。 而與制冷、液化相關的高成本主要原由是壓縮機的高能耗。 如果天然氣液化過程的壓縮能耗降低，則生產(chǎn)單位LNG產(chǎn)品的成本降低，將會提升LNG產(chǎn)業(yè)的競爭力和促進天然氣貿(mào)易。

目前，在天然氣液化多種制冷劑制冷的混合制冷工藝中，相關研究者對丙烷預冷混合冷劑液化工藝（C3/MRC）開展了大量優(yōu)化研究，如遺傳算法、混合整數(shù)非線性規(guī)劃等，但這些方法模型簡單、優(yōu)化方法復雜，并且缺少理論指導。2013年，Mohd等[2]提出了基于理論的優(yōu)化方法——KBO法，突破了僅用算法的常規(guī)優(yōu)化，但該方法依賴于經(jīng)驗且步驟繁瑣。

本文將KBO法和Aspen HYSYS優(yōu)化器中的Box算法結合，以系統(tǒng)最小能耗為目標函數(shù)，換熱器最小換熱溫差3°C為約束條件，待優(yōu)化系統(tǒng)輸入工藝參數(shù)和制冷劑配比為決策變量，對C3/MRC流程進行優(yōu)化模擬，以期達到降低天然氣液化成本的目的。

1 C3/MRC工藝優(yōu)化模擬

1.1 工藝特性分析

過去幾十年中，許多液化工藝被開發(fā)應用于天然氣液化。 根據(jù)所用制冷循環(huán)和設備的類型，主流的基本負荷型天然氣液化工藝有三種：使用純制冷劑的級聯(lián)式液化工藝、使用膨脹機代替J-T閥的膨脹制冷工藝和使用多種制冷劑制冷的混合制冷工藝。此外還有其它很多種工藝是上述工藝技術與其它技術的組合。

各個液化工藝具有不同優(yōu)缺點和適用范圍。 假設級聯(lián)式制冷循環(huán)能耗為1，各種液化工藝的相對能耗與特性比較如表1所示。

表1 三種液化流程對比[3]

綜合比較分析，MRC循環(huán)無論是從能耗還是從液化效率、工藝復雜程度都有著獨特的優(yōu)勢，特別是C3/MRC流程， 吸取了級聯(lián)式液化流程和混合制冷劑液化流程的優(yōu)點，流程既簡單又高效[4]。 目前世界80%以上基本負荷型天然氣液化裝置都采用了C3/MRC液化流程[5]。 本文針對C3/MRC循環(huán)進行工藝參數(shù)和制冷劑組分配比優(yōu)化，以期對節(jié)能降耗起到一定的促進作用。

1.2 工藝用制冷劑分析

C3/MRC工藝主要分為三個部分： ①丙烷預冷循環(huán)：對原料氣和混合冷劑進行預冷；②混合冷劑循環(huán)：為液化和深冷天然氣提供冷量；③天然氣液化主循環(huán)。 該工藝中，混合制冷劑經(jīng)兩級壓縮機加壓、水冷卻后，為天然氣提供冷量，冷卻和液化經(jīng)丙烷預冷后的天然氣。 其中壓縮機能耗較大，影響其能耗的主要因素為混合制冷劑的壓力和組成，不同影響因素對能耗的影響不同，且各影響因素之間相互作用復雜。 為了降低天然氣液化過程中的能耗和操作成本，有必要找出流程的最優(yōu)操作參數(shù)，得到最優(yōu)的制冷劑組成。

1.2.1 制冷劑組分選擇原則

一般來說，制冷劑組分越多，換熱器內(nèi)換熱溫差越均勻，能耗越低，但是制冷劑配比對系統(tǒng)能耗影響很大，混合制冷劑的配比不合理，會使板翅式換熱器內(nèi)換熱溫差增大，液化天然氣所需的混合冷劑流量增大，流程能耗隨之增大。 因此，選擇合適的制冷劑及配比對于降低系統(tǒng)能耗是重要的[6,7]。

制冷劑選取時，按照以下原則進行：①制冷劑的熔點要低，保證在制冷溫區(qū)不凝結；②選擇的制冷劑要求氣化潛熱大，沸點高，相鄰組分沸點差距大；③盡量避免選取溫區(qū)重疊的制冷劑[8]。

天然氣液化系統(tǒng)中通常使用的制冷劑組分為N2及C1~C5。 由表2純制冷劑的性質可以看出，制冷劑組分的沸點和氣化潛熱隨著相對分子質量的增加而增加，制冷溫區(qū)也向較高溫區(qū)移動。 而天然氣液化所需冷量是由混合冷劑在低壓和高壓下氣化潛熱的差值提供的[9]。 因此，在制冷劑選取時，應優(yōu)先考慮氣化潛熱差值大的組分[10]。

表2 純制冷劑性質

為滿足常規(guī)天然氣液化要求，所選取的制冷劑需覆蓋-180~20 °C的溫區(qū)范圍[10]。 C3/MRC工藝流程分為丙烷預冷循環(huán)與混合冷劑深冷循環(huán)，預冷循環(huán)制冷劑組分為丙烷，需將原料氣從25°C冷卻至-35°C。深冷循環(huán)需將原料氣從-35 °C冷卻至-162 °C， 根據(jù)表2制冷劑組分為N2及C1~C3即可滿足要求。下面將按照以上原則進行混合制冷劑初選。

1.2.2 制冷劑組分選擇

考慮實際換熱過程中換熱器至少需要3 °C的換熱溫差，因此深冷循環(huán)制冷劑溫度需達到-165 °C以下[10]。 在N2及C1~C3制冷體系中，N2、CH4分子量最小，沸點最低， 圖1是N2和C1~C3在壓力350~650 kPa條件下的泡點曲線。 由圖1可知，N2和CH4的沸點均隨著壓力的升高而升高。 且在該壓力范圍內(nèi)，CH4的沸點整體高于-165 °C，N2整體低于-165 °C。 為了使低溫制冷區(qū)的溫度低于-165°C， 混合冷劑中需要有足量的N2保證過冷。因此，首先選擇N2作為低溫區(qū)制冷組分。

圖1 N2、C1-C3泡點曲線

Mohd等[11]根據(jù)換熱器中相應的溫區(qū)提高流量，得到單組分制冷劑的敏感性區(qū)間，如表3所示。 由表3知，混合制冷劑中N2和C2H6的組分敏感性區(qū)間分別是-160~-70 °C和-70~10 °C， 所以需要敏感性區(qū)間為-120~-30 °C的甲烷作為兩者制冷溫度區(qū)間的銜接。 根據(jù)表2，C2H6的氣化潛熱大于C2H4， 但差值不大，因此還應該考慮兩者的沸點差值。 通過分析圖1，同等壓力條件下，相較于C2H6，C2H4的沸點與CH4及C3H8沸點的差值更為均衡，制冷溫區(qū)重疊較小，考慮到換熱均勻， 選取C2H4作為制冷劑組分。 此外，C3H6的沸點比C3H8低5~6 °C，兩者沸點差異很小，從兩者沸點無法判斷優(yōu)異性， 而C3H8比C3H6汽化潛熱高約1400 kJ/kmol，差值很大。 根據(jù)制冷劑組分選取原則，優(yōu)選C3H8作為制冷劑組分。

表3 組分敏感性區(qū)間

通過以上分析， 最終選取N2、CH4、C2H4、C3H84種組分作為混合冷劑的基本組成。

1.2.3 制冷劑工作壓力與組分配比

C3/MRC流程的主要參數(shù)包括混合制冷劑組分、中高壓混合制冷劑壓力與溫度等，與一般低溫流程不同的是，這些參數(shù)的相互影響和相互作用在此流程中表現(xiàn)得尤為突出。 C3/MRC流程能耗主要集中在預冷和深冷壓縮機上。 當進料天然氣狀態(tài)參數(shù)一定時，影響能耗的主要因素為混合制冷劑的壓力及配比。 利用HYSYS軟件案例分析模塊，分別以低壓、高壓制冷劑壓力、N2、CH4、C2H4、C3H8流量為自變量，系統(tǒng)總能耗為因變量，得到了壓縮機能耗隨制冷劑壓力和組成（物質的量分數(shù)）變化的趨勢，分別如圖2、圖3所示。

圖2 低壓/高壓制冷劑壓力對能耗的影響

圖3 制冷劑組分變化對能耗的影響

如圖2所示，當?shù)蛪豪鋭毫ι邥r，液化系統(tǒng)總能耗逐漸降低。 這是因為隨著低壓制冷劑壓力的升高，產(chǎn)生正負兩方面的影響：一方面，壓力上升導致壓比降低，使得單位流量的能耗減?。涣硪环矫?，低壓制冷劑壓力升高，使制冷劑流量增加總能耗減小?？偟膩碚f，負面影響大于正面影響[11]。因此，低壓制冷劑壓力升高時，總能耗增加。 當高壓制冷劑壓力升高時，系統(tǒng)總能耗升高。 這是因為高壓制冷劑壓力升高，導致壓縮機壓比增大，進而使單位流量的能耗增加。 相應地，壓力升高制冷劑流量降低，總能耗降低[12]。但是，流量降低帶來的正面影響遠小于壓比增大帶來的負面影響，總的來說，系統(tǒng)總能耗升高。

如圖3所示， 在探究混合冷劑組分對能耗的影響規(guī)律時，保證冷劑流量為定值，固定兩個組分含量，調(diào)整另外兩個組分含量，通過HYSYS模擬，分析制冷劑組分變化對能耗的影響。

從圖3可以得到制冷劑組分對能耗的變化規(guī)律，總結得到表4。 由表4得出以下結論：①當CH4組分增加，C2H4和C3H8組分減少時，流程總能耗增加；而CH4組分增加，N2組分減少時，流程總能耗降低；②當C2H4組分增加，C3H8組分減少時，流程總能耗增加，而C2H4組分增加，N2組分下降時，流程總能耗降低；③當C3H8組分減少，N2組分增加時，流程總能耗增加。

表4 制冷劑組分變化對能耗的影響

通過以上分析可知，不同的流程參數(shù)與制冷劑組分配比對流程的能耗有顯著的影響，所以本文將制冷劑配比和工藝參數(shù)優(yōu)化作為研究的重點。

1.3 工藝流程模擬與優(yōu)化

1.3.1 工藝優(yōu)化方法與約束條件

根據(jù)王春燕等[13]對天然氣液化過程中的有效能分析可知，天然氣液化過程中，壓縮機的有效能損失最大，占整個流程有效能損失的63.8%，換熱器次之，占19%，之后是節(jié)流閥、混合器的有效能損失。為了降低有效能損失，本文將節(jié)能降耗的重點放在對換熱器和壓縮機能耗的優(yōu)化上，通過降低最小換熱溫差、制冷劑配比及工藝參數(shù)優(yōu)化等方式，以期達到降低C3/MRC流程能耗的目標。

KBO法是Mohd等[2]根據(jù)制冷劑組分敏感區(qū)間調(diào)節(jié)組分，在滿足換熱器最小換熱溫差為3 °C的條件下，按照組分沸點由低到高依次降低冷劑流量，通過降低壓縮機的流量，達到降低壓縮能耗的方法。KBO法的實質是通過調(diào)節(jié)冷劑流量來優(yōu)化制冷劑配比，但不足之處在于手動調(diào)節(jié)，步驟繁瑣。 因此，本文將KBO法和Aspen HYSYS優(yōu)化器兩種手段相結合，以換熱器最小換熱溫差3 °C為約束條件，對混合冷劑配比和工藝參數(shù)進行優(yōu)化，不僅可以提高收斂速率，還可以提高優(yōu)化精度。

為了使模擬得到最優(yōu)解，優(yōu)化計算時的約束條件[14]如下：氣液分離器的分離過程為等溫分離，氣液分離器中的物流應處于兩相區(qū)；壓縮機入口物流為氣相； 各換熱器中冷熱流體不能出現(xiàn)溫度交叉，即最小換熱溫差不小于3 °C； 壓縮機的等熵效率為0.75；板翅式換熱器熱出口物流溫度都相等；利用制冷劑潛熱，冷量被拿走之后，氣相分率為1。

1.3.2 模型搭建

通過Aspen HYSYS對天然氣液化裝置進行了搭建，如圖4所示。

圖4 C3/MRC工藝流程

物性計算方法采用Peng-Robinson，熵焓等熱物性采用Lee-Kesler方程，固定天然氣各參數(shù)，通過優(yōu)化器中自帶的Box算法， 以壓縮機能耗最小為目標函數(shù)，分別對混合冷劑配比、輸入的待優(yōu)化工藝參數(shù)進行優(yōu)化， 包括制冷劑循環(huán)壓縮機入口壓力（物流45）、MR初始壓力、物流31、32和40的溫度。

本模擬中原料氣已經(jīng)經(jīng)過脫水、 脫酸等預處理， 因此對天然氣凈化和重烴分離部分不做計算。原料氣組分和初始制冷劑組分如表5和表6所示。

表5 原料氣組成

表6 混合冷劑初始組成

天然氣處理量為1 × 106m3/d，初始溫度25 °C，初始壓力51~50 kPa。 根據(jù)經(jīng)驗，本流程丙烷預冷循環(huán)采用三級壓縮、三個換熱器，將原料氣預冷至-35°C?；旌侠鋭┭h(huán)采用兩級壓縮、兩個換熱器，將原料氣深冷至-162 °C。由于HYSYS無法直接優(yōu)化物料的組成，于是通過Balance邏輯模塊，將混合冷劑MR分割成N2、CH4、C2H4、C3H8四種純組分，通過優(yōu)化流量來間接達到優(yōu)化組分配比的目的。

2 結果與討論

2.1 優(yōu)化結果

在確保滿足約束條件的情況下，按照循序漸進的原則，依次對預冷循環(huán)、深冷循環(huán)以及整個流程進行了優(yōu)化，最優(yōu)工藝參數(shù)及最佳制冷劑配比如表7所示。 優(yōu)化后的各節(jié)點狀態(tài)參數(shù)如表8所示。

表7 最佳工藝參數(shù)及制冷劑配比

表8 優(yōu)化后各節(jié)點運行參數(shù)

2.2 優(yōu)化后主要指標評價

2.2.1 換熱器換熱溫差

由于預冷循環(huán)的制冷劑為單組分丙烷，所以只對深冷部分的兩個換熱器進行了優(yōu)化。 圖5、圖6分別是C3/MRC流程中優(yōu)化后換熱器4、 換熱器5內(nèi)的冷熱復合曲線，圖7、圖8分別是換熱器4、換熱器5內(nèi)冷熱流體的換熱溫差曲線。 從圖5~圖8中可以看出，在2個換熱器中的冷熱物流的換熱溫差很小并且比較均勻，因此減小了液化流程中的有效能損失。

圖5 優(yōu)化后LNG-103冷熱側復合曲線

圖6 優(yōu)化后LNG-104冷熱側復合曲線

圖7 優(yōu)化后LNG-103冷熱流體換熱溫差

圖8 優(yōu)化后LNG-104冷熱流體換熱溫差

2.2.2 流程能耗

在以上最佳工藝條件下，C3/MRC流程能耗見表9。 目前，一些基本負荷型天然氣液化裝置所使用的液化流程中，文萊LNG和卡塔爾Gas項目[15]的液化單元使用的是C3/MRC流程。 本研究與以上兩個項目的能耗對比見表10。 從表10中可以看出，本文通過HYSYS優(yōu)化器與KBO法兩種手段優(yōu)化模擬，在最優(yōu)制冷劑配比與最佳工藝參數(shù)下的系統(tǒng)能耗與經(jīng)典的C3/MRC液化流程相比顯著降低。

表9 C3/MRC流程能耗

表10 本研究與其他項目能耗對比

3 結論

（1）根據(jù)天然氣液化要求和制冷劑選取原則，參照單組分制冷劑泡點曲線和制冷劑組分敏感區(qū)間，初選N2、CH4、C2H4、C3H8為混合冷劑組分。

（2）HYSYS無法直接優(yōu)化物流組分，通過Balance邏輯模塊，將混合冷劑MR分割成N2、CH4、C2H4、C3H84種純組分，直接使用優(yōu)化器，通過優(yōu)化流量來間接達到優(yōu)化制冷劑組分配比的目的。

（3）將KBO法與Aspen HYSYS優(yōu)化器兩種手段結合，以系統(tǒng)最小能耗為目標函數(shù)，在滿足各換熱器最小溫差為3 °C的約束條件下進行優(yōu)化模擬，得到C3/MRC工藝的最優(yōu)制冷劑配比與最佳工藝參數(shù)。 該條件下，系統(tǒng)單位質量天然氣的液化能耗為351.49 kW·h/t，與經(jīng)典的C3/MRC液化流程相比，能耗顯著降低。