Сравнение данных по хT и lT для установок ожижения метана и воздуха, работающих по теоретическому циклу с простым дросселированием и внешним источником охлаждения

При определении удельных затрат энергии в этом цикле необходимо кроме изотермической работы сжатия газа в компрессоре учитывать и затраты энергии на холодильную машину. В этом случае l_Т будут равны

, (1.3.13)

где q_уд – удельная холодопроизводительность холодильной машины, кДж/кДж; по данным работы [36], для аммиачной холодильной машины, обеспечивающей температуру предварительного охлаждения Т_х = 223–228 К, q_уд = 1,165 кДж/кДж.

Данные, приведенные в табл. 1.3.2, показывают, что коэффициент ожижения метана при одинаковых параметрах теоретического цикла приблизительно в 2,2 раза выше, чем для воздуха, при приблизительно равных удельных затратах энергии на ожижение каждого из газов.

Для рассмотренных выше циклов в реальных условиях, когда холодопроизводительность каждого из циклов уменьшается за счет учета теплопритоков из окружающей среды и холодопотерь от недорекуперации, значения коэффициентов ожижения как метана, так и воздуха будут несколько ниже. Однако соотношения между ними, в основном, сохраняются. Приблизительно в два раза возрастут удельные затраты энергии с учетом уменьшения величины х_Т и увеличения работы сжатия газа в компрессоре с учетом отклонения действительного процесса сжатия от изотермического.

В работе [36] приводятся сведения еще о двух вариантах дроссельных циклов: дроссельного цикла с двукратным дросселированием и циркуляцией части газа при промежуточном давлении, а также его модификация, в которой используется дополнительная ступень с внешним источником охлаждения.

Однако эти циклы в связи с повышенной сложностью по сравнению с двумя рассмотренными выше циклами широкого практического применения не получили.

Данные для значений изотермического эффекта дросселирования и коэффициента ожижения метана х_Т для теоретических дроссельных циклов, приведенные в табл. 1.3.1 и 1.3.2, получены для значения давления сжатого метана на входе в ожижитель 20 МПа и давления после дросселирования 0,1 МПа. Как видно из данных табл. 1.3.1 и 1.3.2, эффективность этих циклов даже в реальных условиях будет достаточно высока.

Однако в ряде случаев предлагается использовать данные циклы, в силу их простоты, и для ожижителей ПГ, работающих на использовании перепада давлений на ГРС. Особенность рабочих условий таких ожижителей состоит в том, что давление ПГ, поступающего из магистрального трубопровода, не постоянно и может колебаться в пределах от 7,0 до 2,5 МПа. При этом давление в сети потребления по ГРС тоже может изменяться и это изменение находится в пределах от 0,3 до 1,2 МПа.

Ниже приведены значения Δi_T и х_T, рассчитанные для теоретического цикла ожижения метана с простым дросселированием, при средних значениях давления метана, поступающего на ГРС и после нее, которые были приняты равными соответственно 6,0 и 0,6 МПа на температурном уровне 300 К, тогда Δi_T = 54,03 кДж/кг, х_T = 0,059 .

Однако при снижении давления в магистральном газопроводе до 2,5 МПа и при давлении за ГРС, равном 0,6 МПа, значения этих величин соответственно равны Δi_T = 18,69 кДж/кг, х_T = 0,02 .

Приведенные выше данные по Δi_T и х_T показывают, что даже при поступлении на ГРС ПГ при почти максимальном значении входного давления коэффициент ожижения в теоретическом цикле не превышает 6 %. В действительности для реального цикла эта величина будет еще меньше.

При снижении давления в магистральном газопроводе до 2,5 МПа в реальном простом дроссельном цикле ожижения метана практически не будет, так как при величине q_c = 6 кДж/кг и ΔТ = 5 К – разности температур между потоками на теплом конце теплообменника, суммарные холодопотери составят

.

Как видно, в этом случае , т. е. вся холодопроизводительность цикла будет потрачена на покрытие холодопотерь извне и от недорекуперации.

При рассмотрении двух дроссельных циклов давление метана на входе в криогенный блок принималось равным 20 МПа. То есть в этих случаях такая величина давления может иметь место в условиях месторождения ПГ, где поток ПГ выходит из скважин под высоким давлением, либо такое давление ПГ может быть обеспечено автомобильной газонаполнительной компрессорной станцией (АГНКС), где производится наполнение ПГ автомобильных баллонов под давлением до 20 МПа.

Промышленные ожижительные установки, работающие по вышерассмотренным криогенным циклам, отличаются простотой конструкции, высокой надежностью и удобством эксплуатации. Однако они имеют достаточно высокие энергетические затраты на ожижение метана и высокую металлоемкость. В этой связи для средних и крупных ожижителей метана такие установки практически неприемлемы. Наиболее целесообразным является создание по этим циклам ожижителей небольшой производительности, так называемых мини-заводов СПГ, на базе АГНКС. Как отмечено в работе [21], в системе ОАО «Газпром» России было создано около 250 АГНКС. Однако технологическое оборудование большинства АГНКС используется с незначительной загрузкой, что определяет их экономическую неэффективность. Создание мини-заводов СПГ на базе АГНКС позволяет загрузить производственные мощности АГНКС и вывести их на безубыточный уровень эксплуатации.

Модификацией установок, работающих по дроссельным циклам, являются циклы с включением вихревой трубы. Эти циклы отличает большое разнообразие, определяемое местом включения вихревой трубы или труб, если в цикле используется каскад труб.

Один из возможных вариантов включения в схему ожижительной метановой установки вихревой трубы показан на рис. 1.3.5.

Рис. 1.3.5. Принципиальная схема установки ожижения с дроссельной ступенью
и вихревой трубой:

К – компрессор; ТО1, ТО2 – теплообменники; ВТ – вихревая труба;
ДВ – дроссельный вентиль; ОЖ – отделитель жидкости

Эта установка состоит из двух ступеней, где первая ступень с внешним источником охлаждения, роль которого в данном случае выполняет вихревая труба.

Поток метана, сжатый в компрессоре К до высокого давления в количестве 1 кг, затем разделяется на два потока g₁ и g₂. Поток g₁ поступает на охлаждение в теплообменник ТО1, а поток g₂ идет на вихревую трубу ВТ. В трубе происходит разделение потока g₂ на две части: g₇ – холодный поток и g₈ – теплый поток. Теплый поток g₈ выводится из установки, а холодный поток g₇ поступает в теплообменник ТО1 в качестве обратного потока, где совместно с потоком низкого давления (1 – g₂ – х), выходящим из концевой дроссельной ступени, используется для охлаждения прямого потока g₁. По выходе из ТО1 поток g₁ = 1 – g₂ поступает в теплообменник ТО2, по выходе из которого дросселируется с помощью дроссельного вентиля ДВ до низкого давления, и образовавшаяся парожидкостная смесь подается в отделитель жидкости ОЖ. Отделившаяся из этого потока жидкая фаза в качестве целевого продукта в количестве х кг отводится из установки, а сухой насыщенный пар в количестве (1 – g₂ – х) кг последовательно подогревается в теплообменниках ТО1 и ТО2. По выходе из теплообменника ТО1 этот поток совместно с потоком g₇ поступает на сжатие в компрессор К. С тем, чтобы в компрессоре сжимался 1 кг метана, к этому потоку добавляется поток (х + g₈) кг.

Оценка эффективности цикла ожижения метана, используемого в установке, показанной на рис. 1.3.5, для теоретического варианта цикла является не совсем правомочной, так как при наличии нулевой разности температур между прямым и обратным потоками, проходящими через теплообменник ТО1, возможно наличие нулевой или даже отрицательной разности температур между этими потоками по высоте данного теплообменника. Это связано с тем, что в указанном теплообменнике обратные потоки (1 – х – g₂) и g₇ по количеству могут превышать величину прямого потока g_1. Таким образом, соотношение между прямым и обратным потоками в ТО1 и определит работоспособность такого теплообменника.

При проведении расчетного анализа основные параметры цикла были приняты такими же, как в вышерассмотренных циклах, т. е. Р₁ = 0,1 МПа; Р₂ = 20,0 МПа; Т₁ = 300 К, но дополнительно были приняты следующие данные: удельный теплоприток из окружающей среды q_c = 10 , D = 10 К и D= 10 К – разности температур между прямым и обратным потоками на верхнем и нижнем температурных уровнях теплообменника ТО1. Для проведения расчетов необходимо располагать величиной охлаждаемой доли потока μ = g₇/g₂, которая была принята по данным работы [36], где показано, что максимальная холодопроизводительность вихревой трубы достигается при μ 0,6. Для определения температурного перепада холодного потока вихревой трубы были использованы данные, приведенные в работе [37], где представлены результаты исследования вихревой трубы, работающей на метане при низких и высоких давлениях. По данным этой работы, так называемый холодильный КПД, позволяющий учитывать охлаждаемую долю потока μ, равен h_Q = , где DТ_х – степень понижения температуры газа в вихревой трубе, К; DТ_s – степень понижения температуры газа при идеальном изоэнтропическом расширении, К.

В работе [37] величина h_Q для давлений 0,6 и 14,3 МПа была оценена соответственно в 0,24 и 0,35. Тогда, экстраполируя значения h_Q для более высоких давлений, в данном случае до 20 МПа, получим h_Q = 0,39. Это значение и было принято для дальнейших расчетов. В соответствии с этим степень понижения температуры газа при прохождении через вихревую трубу рассчитывалась как

. (1.3.14)

Принималось, что температуры холодного газа, выходящего из вихревой трубы, и обратного потока, выходящего из теплообменника ТО2, равны и соответствуют температуре газа в точке 7¢_, равной Т₇ – ΔТ_х.

При принятых выше условиях величина потока g₂, отводимого на вихревую трубу, и коэффициент ожижения метана х могут быть определены в ходе совместного решения уравнений теплового баланса теплообменника ТО1 и энергетического баланса концевой дроссельной ступени, которые записываются в следующем виде:

(1 – g₂) (i₂ – i₃) + (1– g₂) = (1 – х – g₂ + g₇) ( – ); (1.3.15)

(1 – g₂) i₃ + (1– g₂) = xi₀ + (1 – х – g₂) . (1.3.16)

При совместном решении уравнений (1.3.15) и (1.3.16) для принятых выше условий и при определении ΔТ_х по уравнению (1.3.14) получим g₂ = 0,70 кг; х = 0,1625 .

Полученное значение х практически совпадает со значением х, которое характерно для реального цикла с простым дросселированием.

При построении температурных кривых прямого и обратного потоков для ТО1 получено, что минимальная разность температур между потоками по высоте теплообменника составляет около 9 К. Это свидетельствует о том, что показатели установки, работающей по данному циклу, могут быть несколько улучшены.

В работе [32] показано, что наибольший эффект применения вихревой трубы достигается по сравнению с дросселем в области низких и средних давлений. Наибольшее охлаждение при наличии высоких давлений получают, используя каскадное расширение. При сравнении методов дросселирования и применения вихревой трубы с помощью эксергетического КПД – η_е, вихревая труба в области высоких давлений приблизительно в 2,5 раза эффективнее дросселя. Это связано с тем, что в данном случае эксергетический КПД учитывает не только охлаждение потока g₇, но и нагревание потока g₈. Поток g₈ может быть использован и для технологических целей установки ожижения. В частности, для отогрева вымораживателей влаги или регенерации адсорбционного блока осушки метана.

Детандерные циклы. На кафедре криогенной техники СПбГУНиПТ был выполнен расчетный анализ цикла высокого давления с расширением в детандере части газа применительно к ожижению метана. Предполагалось, что данный цикл ожижения может быть использован на одном из месторождений ПГ при первой очереди перерабатываемого ПГ, поступающего на ожижение, в объеме 0,5 млрд м³/год. Все расчеты проводились для чистого метана, подаваемого в установку в количестве 1 кг, при условии, что поступающий ПГ осушен и очищен от примесей, а его давление на входе в установку составляет 16,0 МПа. Принципиальная схема ожижителя показана на рис. 1.3.6.

Рис. 1.3.6. Принципиальная схема ожижителя ПГ, работающего
по циклу высокого давления с расширением в детандере части ПГ:
Д – детандер; ТО – теплообменник; ДВ – дроссельный вентиль;
ОЖ – отделитель жидкости

Природный газ в количестве 1 кг поступает в криогенный блок и делится на две части. Одна часть ПГ (G_д) направляется на расширение в детандер Д, где давление газа при расширении снижается с 16,0 до 0,15 МПа.

Состояние метана в точке 2 соответствует сухому насыщенному пару при Р = 0,15 МПа.

Вторая часть ПГ поступает на охлаждение в теплообменник ТО, где охлаждается до состояния, определяемого точкой 4. Затем этот поток дросселируется, проходя через дроссельный вентиль ДВ, и парожидкостная смесь в состоянии 5 поступает в отделитель жидкости ОЖ, где ожижаемая часть ПГ в виде потока СПГ отводится в емкость для хранения СПГ. Неожиженная часть ПГ при давлении 0,15 МПа отводится из ОЖ и смешивается с потоком газа, расширенным в детандере Д. Смесь этих потоков в виде обратного потока проходит через теплообменник, охлаждая поток (1 – G_д) кг и затем в состоянии 6 выводится из криогенного блока.

При принятых выше условиях адиабатический КПД детандера составляет

,

где i₃ – энтальпия метана в конце адиабатического процесса расширения в детандере от давления 16,0 до 0,15 МПа.

При принятых данных η_ад = 0,73. Разность температур на теплом конце теплообменника ТО была равна 10 К, а теплопритоки извне q_c = 4 кДж/кг. При принятом значении потока G_д определялся коэффициент ожижения х из общего энергетического баланса установки и для определения минимальной разности температур между потоками по высоте теплообменника ТО строились температурные кривые по высоте этого аппарата. Сводные данные расчета приведены в табл. 1.3.3.

Таблица 1.3.3

Результаты расчета детандерного цикла ожижения метана
при различных значениях G_д

Энергетический баланс установки в соответствии с обозначениями, приведенными на рис. 1.3.6, записывается в следующем виде:

i₁ + q_c = G_д (i₁ – i₂) + (1 – x) i₆ + xi₀.

При этом с увеличением доли G_д происходило уменьшение разности температур между потоками на холодном конце теплообменника ТО.

Для трех первых режимов минимальная разность температур между потоками для теплообменника ТО определялась принятой разностью температур на его теплом конце. Для последнего режима определяющей стала разность температур между потоками на холодном конце теплообменника. Таким образом, режимом, близким к оптимальному, является режим, когда на детандер поступает 65 % метана высокого давления, подаваемого в установку.

В работе [38] при анализе различных циклов ожижения ПГ для подобного цикла дана зависимость коэффициента ожижения от повышения давления ПГ, поступающего в ожижитель. Эти данные приводятся ниже.

К сожалению, ряд параметров, принятых при расчете данного цикла, в работе [38] не приводится. Однако приведенные выше данные по зависимости Р_н = f(x) достаточно хорошо согласуются с данными, приведенными в табл. 1.3.3, и результатами последующего анализа для циклов среднего давления с расширением в детандере части охлажденного природного газа. Некоторое улучшение показателей этого цикла может быть достигнуто при более высоком значении η_ад детандера. Однако в этом случае при расширении метана в детандере из него будет выходить парожидкостная смесь. В этом случае поток газа после детандера так же, как и поток после дросселя, необходимо направить в отделитель жидкости ОЖ. Расчеты показывают, что при значении η_ад = 0,8 при незначительном отклонении степени сухости газа после детандера от единицы может быть получено значение х, равное 35 %.

В настоящее время наибольший интерес представляют данные по детандерным циклам среднего давления. Это объясняется тем, что ожижители метана, работающие по циклу среднего давления с расширением в детандере части сжатого метана, могут работать на использовании перепада давлений на газораспределительных станциях (ГРС) магистральных газопроводов. При этом их эффективность, как будет показано ниже, значительно выше, чем эффективность ожижителей дроссельного типа или ожижителей, использующих вихревую трубу.

На рис. 1.3.7 показаны принципиальные схемы таких ожижителей и дано изображение криогенных циклов, по которым они работают в S–Т-диаграмме.

В ожижителе, показанном на рис. 1.3.7, а, метан перед ГРС отбирается из магистрального газопровода (МГ) и направляется в двухступенчатую установку, где в первой ступени часть газа при температуре окружающей среды поступает на расширение в детандер Д, а вторая часть – на охлаждение в теплообменник ТО1.

Рис. 1.3.7. Принципиальные схемы ожижителей метана, работающих по циклу среднего давления с расширением в детандере части газа, и изображение циклов в S–T-диаграмме:

а – с расширением в детандере части неохлажденного газа;

б – с расширением в детандере части охлажденного газа;

МГ – магистральный газопровод; ГРС – газораспределительная станция;
ТО1, ТО2, ТО3 – теплообменники; Д – детандер; ДВ – дроссельный вентиль;

ОЖ – отделитель жидкости

Рис. 1.3.7. Принципиальные схемы ожижителей метана, работающих по циклу среднего давления с расширением в детандере части газа, и изображение циклов в S–T-диаграмме:

в – с внешним источником охлаждения и расширением в детандере
части охлажденного газа;

МГ – магистральный газопровод; ГРС – газораспределительная станция;
ТО1, ТО2, ТО3, ТО4 – теплообменники; Д – детандер; ДВ – дроссельный вентиль;
ОЖ – отделитель жидкости

Расширенный в детандере газ смешивается с обратным потоком газа, выходящим из теплообменника ТО2 второй ступени охлаждения, и охлаждает прямой поток сжатого газа в теплообменнике ТО1, по выходе из которого поступает в трубопровод расширенного газа низкого давления, подаваемого из ГРС потребителю.

Сжатый газ по выходе из ТО1 поступает в теплообменник ТО2, где охлаждается потоком неожиженного газа, выходящего из отделителя жидкости ОЖ, и поступает на дроссель ДВ. После дросселирования этого потока в отделитель жидкости, ожиженная часть СПГ поступает потребителю, а неожиженный поток последовательно подогревается в теплообменниках ТО2 и ТО1.

Как и при анализе предыдущих циклов, количество сжатого метана, поступающего в ожижитель, принимается равным 1 кг.

При этом системы осушки и возможной очистки ПГ не рас-сматриваются и принимается, что на ожижение поступает метан в виде «сухого» газа. При анализе установок, показанных на рис. 1.3.7, было принято, что суммарный теплоприток извне составляет q_c = 6 кДж/кг, температура газа, поступающего в ожижитель, T₁ = 300 К, давление сжатого метана, поступающего из МГ, составляет 6,0 МПа, а давление газа, выходящего из ожижителя, Р₂ = 0,6 МПа.

Рассматривалось три варианта каждой установки, для которых значения изоэнтропного КПД детандера соответственно составляли 0,70; 0,75; 0,80. Относительная недорекуперация на верхнем температурном уровне Т₁ принималась равной α = 0,02.

Определение неизвестных х и G_д может быть произведено решением системы уравнений:

– изоэнтропного КПД детандера

; (1.3.17)

– энергетического баланса I ступени, который по отношению к G_д записывается в виде

; (1.3.18)

– энергетического баланса II ступени, записанного в отношении х в виде

. (1.3.19)

В уравнениях (1.3.18) и (1.3.19) и – удельные теплопритоки извне – относятся соответственно к I и II ступеням. Принято, что = 4 кДж/кг, а = 2 кДж/кг.

При решении уравнений (1.3.17) – (1.3.19) методом последовательных приближений принималась такая недорекуперация на теплом конце теплообменника ТО2 ΔТ₂ = Т₂ – Т₆, при которой достигалась величина приемлемой минимальной ΔТ между прямым и обратным потоками по высоте теплообменника ТО1. При этом считалось, что температура метана за детандером Д и на выходе из теплообменника ТО2 одна и та же и равна Т₆. Данные, полученные в результате расчета установки (см. рис. 1.3.7, а), приведены в табл. 1.3.4.

Таблица 1.3.4