Параметры узловых точек для потоков в отдельных циклах каскада

В результате проведенных расчетов материальные потоки, циркулирующие в этиленовом и аммиачном циклах, равны и при .

Расход воды, поступающей на охлаждение и конденсацию аммиака, определяется из теплового баланса теплообменника ТО1, который имеет следующий вид: , где – разность температуры воды между выходом и входом в теплообменник ТО1.

При температуре входа Н₂О, равной 293 К, и выхода 298 К, = 5 К, составит 20,4 кг.

Удельные затраты энергии на сжижение метана в этом случае складываются из трех составляющих: , где – удельные затраты энергии соответственно в циклах NH₃, C₂H₄ и CH₄ на ожижение метана (ПГ), кВт×ч/кг СПГ. При значении изотермического КПД для компрессоров каждого из циклов, равного 0,6, .

В работе [25] рассмотрены различные модификации установок такого типа, включающих большее число каскадов, а также каскадных циклов с различными комбинациями хладагентов, например, "пропан-этан-метан" или "вода-аммиак-этилен-метан" и др.

В работе [49] приведен расчет одного из возможных вариантов каскадной установки, включающей циклы пропана, этилена и метана, где каждый цикл работает при нескольких значениях давлений хладагента.

Анализируя эффективность установок такого типа авторы рабо­ты [25] приходят к заключению, что их отличают повышенная сложность, громоздкость оборудования, необходимость наличия нескольких хладагентов, но несмотря на сравнительно высокий коэффициент ожижения и низкие энергетические затраты все вышесказанное существенно удорожает установку. В связи с этим схема сжижения ПГ может быть оправдана лишь при большой производительности завода при давлении газа, поступающего в установку, порядка 0,15 МПа.

В работе [25], где рассматривается возможность использования различных криогенных циклов для сжижения метана, приводятся данные различных вариантов применения каскадного цикла ожижения. В частности отмечено, что в 1959 г. Ж. Лурье предложил один из вариантов каскадного цикла сжижения ПГ, который включал 7 каскадов – холодильных циклов на пропане, этане и метане. В этом цикле пропан конденсируется водой или воздухом, охлаждая природный газ до Т = 236 К, и конденсирует этан. Этан охлаждается до 190 К и конденсирует метан. Метан сжижает ПГ при Т = 116 К, при которой хранится в сжиженном виде.

Могут быть использованы и другие комбинации веществ, например "вода-аммиак-этилен-метан" или "вода-пропан-этилен-метан-азот".

Однако несмотря на наличие малой необратимости отдельных процессов, что обеспечивает относительно низкие энергетические затраты на ожижение ПГ, каскадный цикл отличают достаточная сложность и громоздкость оборудования, что связано с необходимостью иметь несколько рабочих веществ для его реализации.

В 1956 г. А.П. Клименко [19, 50] разработал и предложил использовать для ожижения ПГ однопоточный каскадный цикл, в котором рабочим веществом является смесь углеводородных газов с различными температурами кипения. Этот цикл совмещает термодинамические преимущества рассмотренного выше многоступенчатого каскадного цикла и конструктивную простоту регенеративного дроссельного цикла.

Один из возможных вариантов ожижителя ПГ, работающего по одноступенчатому циклу ожижения, приведен в работах [49, 51]. На рис. 1.3.12 дана принципиальная схема этой установки.

Рабочим веществом однопоточного цикла является смесь азота, метана, этилена и пропана. Эта смесь сжимается в турбокомпрессоре ТК и охлаждается водой в водяном холодильнике ВХ. В результате охлаждения конденсируется часть смеси, в основном состоящая из пропана. Образовавшийся конденсат отделяется в отделителе жидкости ОЖ1 и затем охлаждается в теплообменнике ТО1 с последующим дросселированием в межтрубное пространство этого аппарата. На входе в теплообменник ТО1 этот поток смешивается с обратным потоком, выходящим из теплообменника ТО2, и охлаждает прямые потоки, поступающие в теплообменник ТО1. По выходе из теплообменника ТО1 обратный поток поступает на сжатие в турбокомпрессор ТК. Из циркулирующей в установке смеси после охлаждения в теплообменнике ТО1 частично конденсируются этилен и пропан и поступают на отделение в отделитель жидкости ОЖ2.

Рис. 1.3.12. Принципиальная схема установки ожижения ПГ, работающей по однопоточному каскадному циклу:

ТК – турбокомпрессор; ВХ – водяной холодильник; ТО1, ТО2, ТО3, ТО4 – теплообменники;
ОЖ1, ОЖ2, ОЖ3 – отделители жидкости; СБ – сборник жидкости

Из отделителя жидкости ОЖ2 жидкость поступает на переохлаждение в теплообменник ТО2, по выходе из него дросселируется в межтрубное пространство теплообменника ТО2 и к ней подсоединяется обратный поток смеси, выходящий из теплообменника ТО3.

Прямой поток смеси, охлажденной в теплообменнике ТО2, в котором при охлаждении частично конденсируются этилен и метан, поступает в отделитель жидкости ОЖ3, откуда ожиженный поток смеси подается на переохлаждение в теплообменник ТО3. Переохлажденная жидкость по выходе из этого аппарата дросселируется, смешивается с обратным потоком, выходящим из теплообменника ТО4, и поступает в теплообменник ТО3 для охлаждения прямых потоков, проходящих через этот аппарат. Из прямого потока в теплообменнике ТО3, при его охлаждении, конденсируются метан и остаток этилена и затем этот поток переохлаждается в теплообменнике ТО4, по выходе из которого дросселируется в его межтрубное пространство. Этот поток по выходе из теплообменника ТО4 последовательно проходит через теплообменники ТО3–ТО1, смешиваясь при входе в каждый из них с потоком конденсированной смеси после ее дросселирования, и затем суммарный поток смеси поступает на сжатие в турбокомпрессор ТК.

Природный газ последовательно охлаждается в теплообменниках ТО1–ТО4 и дросселируется в сборник жидкости СБ. Из сборника неожиженная часть поступает на сжигание, а СПГ – потребителю.

Обычно расчет установок такого типа строится из предположения циркуляции удельного расхода смеси, равного В = 1 моль. В результате расчета определяется удельная величина СПГ, которая может быть в качестве целевого продукта выведена из установки потребителю.

Ниже приведена последовательность такого расчета применительно в примеру, данному в работе [49], где циркуляционный газ являлся смесью N₂, CH₄, C₂H₄ и С₃Н₈.

При этом ряд параметров, принятых для расчета, был взят таким же, как и в примере расчета, приведенного в работе [49].

Молярный состав циркуляционной смеси составляет, моль: СН₄ – 0,36; С₂Н₄ – 0,12; С₃Н₈ – 0,5; N₂ – 0,02.

Давление смеси после турбокомпрессора равно 3,0 МПа, а давление ПГ, подаваемого на ожижение, – 4,0 МПа. Природный газ принимается в виде чистого метана.

Температуры по выходе из водяного холодильника и теплообменников ТО1–ТО4 циркулирующей смеси и ПГ приведены в табл. 1.3.12. Там же приведены и значения констант фазового равновесия отдельных компонентов циркуляционной смеси при этих температурах.

Таблица 1.3.12

Значения констант фазового равновесия
при Р = 3,0 МПа для компонентов циркуляционной смеси
по выходе из ВХ и ТО1–ТО4

Значение недорекуперации на теплом конце теплообменников принято равным 5 К.

Смесь, циркулирующая в цикле, последовательно проходит водяной холодильник ВХ и теплообменники ТО1–ТО4. При этом в каждом из этих теплообменных аппаратов осуществляется частичная конденсация смеси с образованием конденсата.

Процессом частичной конденсации является прямоточная конденсация, и величина конденсата определяется конечной температурой охлаждения смеси в теплообменнике.

В соответствии с методикой расчета этого процесса, которая приведена в работе [20], принимается количество конденсата L, получаемого после охлаждения потока циркуляционной смеси в теплообменном аппарате, который затем отделяется в соответствующем отделителе жидкости. По уравнению (1.3.37), исходя из состава смеси, поступающей в рассчитываемый теплообменный аппарат, с использованием констант фазового равновесия определяется доля каждого компонента l_i в конденсате. Проверкой правильности принятого значения L является выполнение равенства, при котором . Еслиэто равенство не соблюдается, то принимается новое значение L и расчет повторяется до получения нового значения и его сравнения со вторым значением L, принятым для расчета.

Определение значений l_i производится по следующей зависимости:

, (1.3.37)

где m_i – количество i-го компонента в смеси, поступающей в соответствующий теплообменный аппарат.

Данные по результатам расчета величины L, получаемой в водяном холодильнике ВХ при охлаждении в нем разделяемой смеси при Р_см = 3,0 МПа, значениях моль; моль, моль и выделенной в отделителе жидкости ОЖ1, приведены в табл. 1.3.13.

Таблица 1.3.13