Основные результаты расчетного анализа установок получения СПГ, работающих по различным циклам ожижения

Теплота сжатия отводится в концевом холодильнике КХ охлаждающей водой. Сжатый поток ПГ далее охлаждается в теплообменнике ТО2 и делится на два потока. Основной поток, около 70–75 %, поступает на расширение в ЭГД-Д, а остальная часть дополнительно охлаждается в теплообменнике ТО3.

Рис. 1.3.9. Принципиальная схема ожижителя метана, работающего по циклу
с расширением части газа в ЭГД-детандере;
МГ – магистральный газопровод; БО – блок осушки; ОЖ1, ОЖ2 – отделители
жидкости; ДВ1, ДВ2 – дроссельные вентили; ЭЖ – эжектор; КХ – концевой холодильник; ЭГД-Д – детандер; ЭГД-К – компрессор; ГРС – газораспределительная станция

В ЭГД-Д сжатый газ расширяется до давления, близкого к давлению газораспределительной сети, а развиваемая при этом мощность отводится в виде электрического тока высокого напряжения и идет непосредственно или через преобразователь напряжения на питание ЭГД-К. Для пуска требуется источник высокого напряжения небольшой мощности. После запуска ЭГД-Д часть вырабатываемой им электрической энергии (до 10 %) расходуется на ионизацию потока, и источник высокого напряжения уже не используется.

По выходе из детандера охлажденный газ в качестве обратного потока последовательно проходит через теплообменники ТО3–ТО1, охлаждая в них прямой поток сжатого ПГ. Часть ПГ, не поступившая на расширение в детандер, по выходе из теплообменника ТО2 дополнительно охлаждается в теплообменнике ТО3 и с помощью дроссельного вентиля ДВ1 дросселируется в отделитель жидкости ОЖ1. Несконденсировавшаяся часть ПГ из ОЖ1 отводится в обратный поток, поступающий в теплообменник ТО3. Сконденсировавшаяся часть ПГ через дроссельный вентиль ДВ2 поступает в отделитель жидкости ОЖ2, откуда ожиженная часть отводится в виде СПГ потребителю. Неожиженная часть отсасывается с помощью эжектора ЭЖ, что позволяет использовать этот поток в качестве второго обратного потока для охлаждения сжатого потока ПГ в теплообменниках ТО3–ТО1.

Особенностью ЭГД-Д является то, что в нем полностью отсутствуют движущиеся элементы, а эффективность процесса расширения газа не уступает эффективности расширения в турбодетандере.

Принцип действия ЭКД-К и ЭКД-Д основан на вязкостном взаимодействии униполярного заряженного потока с сильным электрическим полем. Униполярная зарядка производится с помощью «холодного коронного разряда». При расширении газа в ЭГД-Д нейтральный поток совершает работу по переносу зарядов против сил электрического поля. В результате процесс расширения в ЭГД-Д аналогичен процессу расширения в турбодетандере с совершением внешней работы. Произведенная в ЭГД-Д работа отводится в виде электрической энергии высокого потенциала.

При сжатии газа в ЭГД-К заряженные частицы-ионы, движущиеся в электрическом поле от одного электрода к другому, являются рабочим органом компрессора. За счет вязкостного взаимодействия с нейтральными молекулами они приводят в движение весь газ и развивают в рабочей зоне определенный напор (перепад давления). Для создания заданных давления и расхода требуются большое количество очень простых конструктивных ступеней и электрическое поле высокой напряженности в каждой ступени.

Важным достоинством ЭГД-процессов является то, что поток ПГ не требуется очищать от примесей высококипящих углеводородов, содержащихся в ПГ. Сконденсированные при охлаждении капельки этих углеводородов в процессе расширения в ЭГД-Д становятся центрами оседания на них зарядов. В результате подвижность заряженных частиц резко уменьшается, что приводит к значительному повышению эффективности работы ЭГД-Д.

Оценка эффективности ЭГК-детандера и ЭГК-компрессора приведена в работах [42–46] и других.

А.П. Клименко была проанализирована возможность использования детандерного цикла ожижения ПГ с использованием перепада давления на ГРС. Принципиальная схема такой установки во многом аналогична схеме установки, приведенной на рис. 1.3.8. Основное отличие схемы этой установки от установки ожижения ПГ, показанной на рис. 1.3.8, состоит в том, что поток неожиженного газа, откачиваемого из отделителя жидкости ОЖ2, осуществляется также с помощью эжектора, но он установлен в теплой зоне установки. Рабочий поток в эжектор поступает не охлажденным, а отбирается прямо из магистрального трубопровода. Кроме того, в схеме отсутствует теплообменник ТО2 и поток ПГ, расширенный в детандере, поступает непосредственно в концевую дроссельную ступень, смешиваясь с обратным потоком, потоком неожиженного ПГ, выходящим из отделителя жидкости ОЖ1.

Результаты анализа, выполненного А.П. Клименко, приведены в работе [25]. Анализ работы установки был выполнен при давлении ПГ на входе в установку 2–5 МПа; давление газа, подаваемого в городские сети, было принято равным ~ 0,3 МПа; недорекуперация на теплом конце теплообменной аппаратуры составляла 8 К; потери холода в окружающую среду . При этом адиабатический КПД детандера принимался равным 0,75.

Проведенные расчеты показали, что х при возрастании температуры перед детандером увеличивается. Однако условия теплообмена в концевом теплообменнике ТО2 накладывают дополнительные условия на процесс ожижения, ограничивают значения температуры газа перед детандером, лимитируя этим предельные значения х при заданном давлении. Это связано с тем, что для данного теплообменника прямой поток газа значительно меньше обратного потока.

Почти для всех расчетных режимов полученные значения х практически совпадают с приведенными выше результатами расчета для цикла ожижения газа с расширением в детандере части предварительно охлажденного газа.

Существенное достоинство работы, выполненной А.П. Клименко, состояло в том, что параллельно с теоретическими расчетами было проведено экспериментальное исследование детандерного ожижителя при тех же перепадах давления, что и при расчетном анализе. В целом экспериментальное исследование подтвердило результаты, полученные при расчетном анализе.

Однако численные значения х = 0,12–0,17, полученные при экспериментальном исследовании, были ниже расчетных, рав­ных 0,13–0,22. Это объясняется тем, что действительное значение η_ад детандера могло быть ниже величины, принятой при расчетном анализе.

Сравнивая полученные результаты проведенного анализа, автор данной работы приходит к выводу, что единственным путем повышения эффективности данного цикла является увеличение адиабатического КПД детандеров.

Определенной разновидностью детандерных циклов, которые возможно применить в ожижителях ПГ, являются циклы с внешним циркуляционным компрессорно-детандерным циклом. В качестве последнего может быть использован циркуляционный цикл, в котором в качестве рабочего вещества применяется воздух или азот.

В работе [38] проведен анализ нескольких вариантов такого цикла, в частности с одноступенчатым и двухступенчатым охлаждением, когда в циркуляционном цикле используется один или два воздушных турбодетандера. В этой работе основное внимание было уделено возможности использования стандартного оборудования для рассмотренных вариантов циклов применительно к ожижителю ПГ производительностью 300 .

Охлаждение в схемах с внешним криогенным циклом сжатого ПГ производилось до 120 К. При этом было получено, что при двухступенчатом охлаждении, когда в циркуляционном цикле используются два турбодетандера, затраты энергии на 16 % меньше, чем при одноступенчатом. Самым эффективным по энергетическим затратам оказался цикл с внешним углеводородным компрессорно-дроссель-ным циклом при давлении в цикле 1,2 МПа.

Расчетный анализ ожижителя ПГ, схема которого дана на рис. 1.3.6, показал, что полученный в этом случае коэффициент ожижения ПГ х = 0,35 . Это обстоятельство приводит к тому, что неожиженную часть ПГ, выходящего из установки, необходимо либо отправлять на сжатие до 16,0 МПа, что требовало бы наличия компрессоров высокого давления, либо с помощью газодувки направлять этот поток в котельную или на факел. Все эти варианты использования неожиженной части потока ПГ оказались неприемлемыми. В результате был рассмотрен возможный вариант схемы ожижителя ПГ, в котором поступающий на ожижение поток ПГ полностью ожижается.

Решение этой задачи достигалось построением схемы ожижителя с использованием внешнего циркуляционного детандерного воздушного или азотного криогенного цикла. Один из возможных вариантов схемы такого ожижителя показан на рис. 1.3.10.

Циркуляционный поток азота V_a сжимается в турбокомпрессоре ТК до давления Р = 3,2 МПа. В связи с большим потоком азота, циркулирующего в цикле, давление сжатия азота было принято равным 3,2 МПа, что позволяет для его сжатия использовать турбокомпрессоры, выпускаемые отечественной промышленностью. Предварительное охлаждение сжатого азота осуществляется в первой ступени – ступени с внешним источником охлаждения при последовательном прохождении теплообменников ТО1 и ТО2.

Теплообменник ТО2 является испарителем холодильной машины, в который подается жидкий хладагент. Затем поток азота поступает в теплообменник ТО3. Из этого теплообменника одна часть потока направляется на расширение в турбодетандер ТД1, а другая часть дополнительно охлаждается в теплообменнике ТО3. По выходе из теплообменника ТО3 этот поток дросселируется до Р0,13 МПа, и парожидкостная смесь поступает в теплообменник нагрузки ТО4. К этому потоку присоединяется также детандерный поток азота, и образовавшийся суммарный поток азота V_a в качестве обратного потока последовательно подогревается в теплообменниках ТО4, ТО3 и ТО1, а затем поступает на всасывание в азотный турбокомпрессор ТК.

Рис. 1.3.10. Принципиальная схема ожижителя ПГ с азотным
циркуляционным циклом:
ТК – турбокомпрессор; ТО1, ТО2, ТО3, ТО4 – теплообменники;
ТД1, ТД2 – турбодетандеры

Поток ПГ при Т = 300 К и Р = 16 МПа поступает на расширение в турбодетандер ТД2, где расширяется до состояния сухого насыщенного пара при Р = 0,15 МПа. При этом адиабатный КПД детандера составляет 73 %. В этом состоянии ПГ поступает в теплообменник нагрузки ТО4, где охлаждается потоком азота, полностью конденсируется и отводится из ожижителя в виде потока V_СПГ = V_ПГ.

При проведении расчетов адиабатный КПД азотного детандера был принят равным 0,8. Температура азота Т₃ циркуляционного цикла на выходе из теплообменника ТО2 составляла 218 К, а разность температур на теплом конце теплообменника ТО3 – 10 К.

Состояние азота за турбодетандером ТД1 соответствовало сухому насыщенному пару при Р = 0,13 МПа. В этом случае температура азота перед турбодетандером Т₄ = 170 К.

Из теплового баланса теплообменника ТО3

V_а (i₃ – i₄) + (V_а – ) (i₄ – i₅) + = V_а (i₉ – i₈) (1.3.28)

определялась энтальпия прямого потока азота i₅ на выходе из теплообменника ТО3 и соответственно температура этого потока. При решении уравнения (1.3.28) V_a принимается равным 1 кг.

Расчетный режим, близкий к оптимальному, соответствующий максимально возможной доле потока , определялся условиями теплообмена между прямым и обратным потоками в нижней части теплообменника ТО3, расположенной ниже того сечения, откуда отводится поток азота на турбодетандер ТД1.

Максимальная доля азота, которая может быть направлена на детандер, составляет = 0,65 V_а. При этом минимальная разность температур между прямым и обратным потоками, проходящими через нижнюю часть теплообменника ТО3, равна 6 К.

Количество азота, которое необходимо направить в теплообменник ТО4 для конденсации всего потока ПГ, составит

(V_а – ) (i₈ – i₅) + (i₈ – i₆) = V_СПГr_ПГ, (1.3.29)

где V_СПГ = V_ПГ; r_ПГ – скрытая теплота парообразования метана при Р = 0,15 МПа, кДж/кг.

При решении уравнения (1.3.29) для = 0,65 V_а и V_СПГ = V_ПГ = 1 кг получим, что .

Удельные расчетные затраты электроэнергии на ожижение ПГ с учетом энергии, возвращаемой детандерами, составляет

l_уд = + l_х.м – – , (1.3.30)

где – удельные затраты электроэнергии на сжатие азота в турбокомпрессоре, ; l_х.м – удельные затраты электроэнергии на предварительное охлаждение азота в холодильной машине, ; и – удельная электроэнергия, получаемая при расширении в турбодетандере соответственно азота и ПГ, .

При определении составляющих уравнения (1.3.30) изотермический КПД компрессора принимался равным 0,6, а удельная холодопроизводительность холодильной машины q_од = 1,165 кДж/кДж.

Удельные расчетные затраты электроэнергии l_уд для приведенного выше режима составили 1,35 при 100 %-м ожижении ПГ, поступающего в ожижитель.

Энергетические показатели данной установки могут быть улучшены, если процесс расширения ПГ заканчивать в области влажного пара, т. е. достигать ожижения части ПГ в детандере. При этом как и в азотном циркуляционном цикле перед подачей ПГ на расширение в детандер можно применить предварительное охлаждение ПГ с помощью холодильной машины.

В работе [25] показано, что при Р = 16 МПа (давление ПГ, поступающего в детандер) степень влажности за детандером может составлять 50 %, что вызовет существенное снижение энергетических затрат.

Расчетно-теоретические исследования по оценке эффективности детандерного цикла ожижения метана, выполненные в работах [25, 47], показали, что при сравнении с другими известными циклами, цикл с расширением метана в детандере с изоэнтропным расширением в области влажного пара имеет наименьшие энергетические затраты. При этом было проведено сопоставление следующих циклов ожижения метана (табл. 1.3.9).

При этом для циклов, где процесс расширения метана заканчивается в однофазной области, адиабатический КПД детандера принимался равным 0,8.

В работе [25], где анализируется ряд криогенных циклов, предназначенных для ожижения метана, приводятся также сведения об использовании азотного циркуляционного цикла для ожижения метана под давлением по способу Крекко. Для ожижения метана, поступающего в ожижитель при давлении ~ 4,0 МПа, используется циркуляционный азотный цикл, в котором весь поток циркуляционного предварительно охлажденного азота расширяется в детандере. При этом отмечается, что ожижение метана под давлением позволяет уменьшить холодопроизводительность азотного цикла и получить удельные затраты энергии порядка 0,7 кВт×ч/кг СПГ, которые ниже, чем при каскадном способе ожижения с аммиачным, этиленовым и метановым циклами.

Таблица 1.3.9