大型LNG船回氣壓縮機運行工況點分析

劉 濤，岑卓倫，徐岸南

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

輪機與輔機

大型LNG船回氣壓縮機運行工況點分析

劉 濤，岑卓倫，徐岸南

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

以某大型液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船的運營和設計參數為依據，基于LNG裝卸貨工藝流程，采用狀態方程法研究氣液態天然氣和惰性氣體的物性參數。分析裝貨過程中回氣壓縮機（Vapor Return Compressor，VRC）處理過程氣體所需的負荷，確定回氣壓縮機的最大處理能力。根據氣體置換、貨艙初始冷卻及貨艙升溫的工藝流程的設計，分析回氣壓縮機在不同工藝流程下的運行工況點。運行工況點的確立可為大型LNG船回氣壓縮機的設計提出基本技術指標要求。

大型液化天然氣船；揮發氣；回氣壓縮機；運行工況點

0 引 言

大型液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船是運輸LNG的重要工具，在運營期間，裝貨、貨艙加熱、氣體置換及貨艙初始冷卻等工藝流程中將產生大量的天然氣、氮氣及惰性氣體，為維持液貨艙壓力的穩定，必須將過量的過程氣體通過回氣壓縮機輸送到岸站處理?；貧鈮嚎s機作為過程氣體處理的核心設備，在大型LNG船運營過程中發揮著重要作用。大型LNG船回氣壓縮機的設計涉及液貨圍護系統熱容量、裝卸貨工藝流程、所處理貨物的物性參數及岸站兼容性（岸站設備、管系）等因素。揮發氣（Boil-Off Gas，BOG）的揮發量是大型LNG船回氣壓縮機運行工況點分析的重要影響因素。呂俊等[1]和呂尋貞等[2]分別研究LNG接收站BOG產生量的各種影響因素，進行蒸發量的波動分析，為岸站回氣壓縮機的選擇提供依據；李亞軍等[3]根據LNG接收站BOG的揮發量，對接收站回氣壓縮機進行運行工況點分析和選型研究。然而，目前對大型LNG船回氣壓縮機運行工況點進行的分析研究較少。

本文以目前較為常見的配備有氣體燃燒單元和再液化裝置的大型 LNG船為例，分析其回氣壓縮機的運行工況點，為回氣壓縮機的設計提出基本技術指標要求。

1 LNG物性參數計算

大型 LNG船在裝貨過程中需進行一系列的工藝流程操作[4]?；貧鈮嚎s機的主要功能有：裝載貨時將BOG輸送到岸站；貨艙初始冷卻時將BOG輸送到岸站；貨艙加熱時用于BOG的循環；氣體置換時輸送惰性氣體與天然氣的混合物。

回氣壓縮機的運行工況點及選型設計涉及氣液態天然氣和惰性氣體混合物的物性參數計算，這些參數包括混合物密度、定壓熱容、焓值及氣化潛熱等。對于 LNG這樣的多組分混合物，其熱力學性質的確定比較復雜，往往還需求解多組分相平衡的問題。確定LNG的熱物性是一項復雜的工作，通過試驗法獲得的試驗數據有著很高的可靠性，但這些數據或是在狹窄的溫度、壓力區域內獲得，或是在氣相（或液相）的單一相態中獲得，或是從某固定組成的混合物中獲得，因此適用范圍有限。由于貨艙中LNG的熱物性是隨著溫度、壓力和組分的變化而改變的，因此需建立相應的數學模型來準確估算不同時刻的熱物性。

1.1 狀態方程的選用

本文在計算天然氣熱力學性質時，采用油氣處理工藝模擬中應用較為廣泛的立方型狀態方程中的 PR方程，其形式為

式(1)中：R為理想氣體常數；V為氣體摩爾體積；T為氣體溫度；P為氣體壓力。

1.1.1 單組分參數

單組分參數表示為

式(2)～式(4)中：Tc為臨界溫度；cP為臨界壓力；Tr為對比溫度；i為某一組分。

1.1.2 多組分混合

所采用的混合法則為

式(5)～式(7)中：xi為混合物中各組分的物質量濃度；kij為二元交互系數，文獻[2]中已通過試驗得出PR方程中LNG混合物的二元交互系數（見表1）。

表1 PR方程中LNG混合物的二元交互系數

1.1.3 多元系相平衡計算

多元系相平衡與單元系相平衡有本質區別。對于單元系，各相的成分始終是單一的；但對于多元系，處于平衡的各相的成分一般是不同的，且在不同的平衡條件下各相的成分一般也是不同的。相平衡條件可定義為

式(8)中：xi，yi分別為液相、氣相中i組分的摩爾分數；分別為液相、氣相中i組分的逸度系數。本文采用狀態方程法求解逸度和逸度系數，計算式為

式(9)中：Z為壓縮因子。

在求解多元系相平衡過程中，首先通過分壓初值求解各組分的摩爾體積和逸度系數、內層迭代組分的摩爾分數及外層迭代壓力，一般將迭代殘差小于10-5～10-3作為收斂條件[4]。

1.2 各工藝流程下物性參數的計算

不同工藝流程下物性參數的計算使用ASPEN PLUS[5]進行，選擇PR狀態方程。對于LNG，輸入如表1所示的二元交互系數[6]。

1.2.1 裝載工況

大型LNG船在裝貨過程中，通過回氣壓縮機將貨艙壓力控制在1.06×105Pa，表2 給出某大型LNG船運輸的LNG在相平衡狀態下的物性參數。

表2 某大型LNG運輸船運輸的LNG在相平衡狀態下的物性參數

從貨艙液面蒸發的氣態天然氣在通過氣穹和甲板BOG管道進入回氣壓縮機之前被環境加熱到-140℃[7]，該過程近似為定壓流動過程，天然氣氣體組分不變，根據狀態方程計算在組分不變的情況下將自然 BOG加熱到-140℃時的密度和定壓熱容（見表3）。

1.2.2 貨艙升溫過程

貨艙升溫過程是首先將貨艙中剩余的天然氣（不考慮 LNG運輸過程中的老化）通過回氣壓縮機輸送給加熱器加熱；加熱器輸出后，通過BOG總管輸送到氣穹?；貧鈮嚎s機進口溫度初始為-140℃，最終為20℃。

貨艙在進行惰化和通風之前要加熱到環境溫度，以防止惰性氣體中的CO2凝結成干冰損壞貨艙的殷瓦薄膜和阻塞液貨系統管道。貨艙加熱分為2部分，首先是沒有完全泵出的LNG在艙壓下蒸發，此時BOG物性見表4。在完成LNG蒸發后，使用回氣壓縮機和加熱器循環加熱天然氣，進行貨艙加熱操作?；貧鈮嚎s機將低溫的天然氣從貨艙中抽出，并送入加熱器加熱至80℃，通過注入管送至貨艙底部。

表4 強制蒸發到-140℃的天然氣的物性參數

1.2.3 氣體置換過程

在進行貨艙冷卻之前，用天然氣替換貨艙中的惰性氣體。由LNG岸站供應的LNG經過LNG蒸發器蒸發，LNG蒸發器出口溫度控制在20℃，通過BOG總管輸送到氣穹，利用活塞效應和回氣壓縮機將貨艙中的惰性氣體通過液體總管輸送至岸站，惰性氣體的物性參數見表5。

表5 在1.06×105Pa壓力下惰性氣體的物性參數

氣體置換過程中LNG在20℃時強制蒸發，20℃已超出1.06×105Pa（艙壓）下LNG的泡點，因此蒸發出的天然氣成分與蒸發前的成分相同。氣體置換過程使用的20℃強制蒸發的天然氣的物性參數見表6。1.2.4 初始貨艙冷卻

表6 強制蒸發的天然氣的物性參數

貨艙初始冷卻可利用可控的溫度變化率來降低貨艙艙壁、泵塔及絕緣層空間的溫度，進而降低裝貨過程中的熱應力和裝貨中BOG的量。岸站輸送的液態LNG經噴淋總管，經液穹處的噴嘴噴入貨艙中，噴嘴進口壓力為（2～3）×105Pa，噴淋率達12.7t/h，快速的噴淋過程類似于強制蒸發。該過程物性參數的計算與強制蒸發過程計算相同。

2 各工藝流程下返岸壓縮機工況點分析

2.1 裝載過程回氣壓縮機工況點分析

在裝載LNG進入液貨艙時，會導致液貨艙內LNG的體積發生變化；同時，絕緣層冷卻、岸站泵電機運轉、輸送管系及裝卸臂漏熱等外界能量的輸入會產生大量的BOG。為維持儲罐壓力的穩定，必須使用回氣壓縮機將過量的BOG輸送至岸站處理。

2.1.1 裝載過程LNG替代BOG的體積流量V1

裝載LNG時，液態LNG占據原有BOG的空間，將其排出貨艙，單位時間內的排出量等于單位時間內LNG的裝載量。某大型LNG船在-140℃，1.06×105Pa下將回氣壓縮機進口的體積流量設計為12000m3/h。

2.1.2 裝載過程中絕緣層冷卻產生的BOG體積流量V2

裝貨是在貨艙冷卻之后進行的，貨艙初始冷卻時平均溫度為-130℃，貨艙絕緣層空間平均溫度為-5℃，遠高于液貨裝貨率在98.5%時的絕緣層溫度。這部分溫差將導致裝貨時液態LNG揮發。通常情況下，根據船舶建造和運營經驗，這部分熱負荷為絕緣層總熱容量的30%～40%。某型LNG船絕緣層系統的熱容量為416629MJ[8]，貨艙初始冷卻后按剩余30%熱負荷用于產生BOG計算，在規定的14.5h裝貨時間內，每小時產生的 BOG為 16689kg。BOG在-140℃，1.06×105Pa下回氣壓縮機進口的體積流量V2=9100m3/h。

2.1.3 裝載過程外界環境漏熱量產生的BOG體積流量V3

與裝載航行相比，裝載過程中由于液貨量隨時間變化，相比98.5%的填充量，LNG與外界環境的對流換熱系數遠大于BOG與外界環境的對流換熱系數，因此裝載過程中從外界環境輸入的熱量要遠小于滿載貨物時輸入的熱量（根據建造和運營經驗，約為滿載運營時的40%～60%）。某大型LNG船設計揮發率為5322kg/h，裝載過程漏熱量按滿載運營時50%熱負荷計算，BOG在-140℃，1.06×105Pa下的回氣壓縮機進口的體積流量V3=1451m3/h。

2.1.4 甲板管系、岸站管系、LNG液貨泵及裝卸臂漏熱量產生的BOG體積流量V4

裝載過程中，LNG使用LNG液貨泵，通過岸站管系、LNG裝卸臂和甲板管系輸送到LNG船貨艙。LNG液貨泵、岸站管系、甲板管系及裝卸臂的熱負荷主要取決于岸站的設計。對于與某岸站配套的大型LNG船，其液貨泵、岸站管系、裝卸臂及甲板管系的熱負荷達到7180kW，按照表2中液態LNG的組分計算，每小時可產生的BOG為49681kg。BOG在-140℃，1.06×105Pa下的回氣壓縮機進口的體積流量為27809m3/h。

回氣壓縮機設計應考慮最惡劣的工況，裝載工況下回氣壓縮機處理的氣體量為上述4種負荷之和。

以上述大型LNG船為例，總負荷為49641m3/h，可采用2臺回氣壓縮機，單機設計負荷余量40%。圓整后可選擇單臺回氣壓縮機設計體積流量為36000m3/h。

基于岸站管系及火炬塔的要求，回氣壓縮機排壓最低為2.0×105Pa。因此，在裝載工況下采用絕熱壓縮機，回氣壓縮機設計工況點的基本要求見表7。

表7 裝載工況下回氣壓縮機設計工況點的基本要求

2.2 貨艙升溫過程回氣壓縮機設計工況點

裝載過程是大型 LNG船運營過程中最為常用的操作流程，應根據裝載過程設計回氣壓縮機的最大負荷。根據該最大負荷設計回氣壓縮機在其他工況下的工況點。根據貨艙升溫的工藝流程要求，為保證次級絕緣層溫度＞-10℃，貨艙氣體循環13次，循環40h?；貧鈮嚎s機出口壓力為1.6×105Pa。

2.2.1 貨艙升溫初始階段回氣壓縮機設計工況點

在貨艙升溫的初始階段，由于 BOG為低溫氣體，其密度較大，回氣壓縮機設計流量為壓縮機最大負荷的60%。因此，在貨艙升溫初始階段采用絕熱壓縮機，回氣壓縮機設計工況點的基本要求見表8。

表8 貨艙升溫初始階段回氣壓縮機設計工況點的基本要求

2.2.2 貨艙升溫結束階段回氣壓縮機設計工況點

在貨艙升溫的結束階段，由于 BOG為高溫氣體，其密度較小，回氣壓縮機設計流量為壓縮機最大負荷的100%。因此，在貨艙升溫結束階段采用絕熱壓縮機，回氣壓縮機設計工況點的基本要求見表9。

表9 貨艙升溫結束階段回氣壓縮機設計工況點的基本要求

2.3 氣體置換過程回氣壓縮機設計工況點

根據氣體置換過程的工藝流程要求，為保證貨艙中CO2體積百分比＜1%，貨艙氣體循環1.7次，循環23h。氣體置換過程中，經回氣壓縮機輸出的氣體輸送到岸站處理，其出口壓力為2.0×105Pa[9]。回氣壓縮機單位時間內處理的氣體量為總的氣體處理量除以循環時間。根據工藝流程，使用20℃的BOG置換表5中的惰性氣體。氣體置換過程回氣壓縮機設計工況點的基本要求見表10。

表10 氣體置換過程回氣壓縮機設計工況點的基本要求

2.4 貨艙初始冷卻過程回氣壓縮機設計工況點

貨艙初始冷卻過程采用定常流量向貨艙噴入LNG液體，在保證艙壓的前提下，由于噴入LNG液體氣化的初始溫度最高，其密度最小，因此在整個貨艙初始冷卻的過程中，在第 1個小時回氣壓縮機需處理的BOG量最大。假設回氣壓縮機排出的氣體量由噴入的LNG液體氣化提供，排出量等于噴入的LNG氣化為第1小時內貨艙平均溫度時的體積減去原貨艙中BOG縮小的體積。以上述某大型LNG船為例，根據其工藝流程設計，每小時噴入的LNG量為12.7t。貨艙的起始溫度為20℃，1h后貨艙的平均溫度為-24℃，1h內貨艙的平均溫度為-2℃。根據表6的數據，貨艙初始冷卻過程的第1小時貨艙超出的BOG為20766kg，體積流量為23634m3/h。因上述設計采用的是1h內的平均法，采取設計安全系數1.25。設計貨艙BOG溫度余量為10℃。采用絕熱壓縮機設計，初始貨艙冷卻過程回氣壓縮機設計工況點的基本要求見表11。

表11 初始貨艙冷卻過程回氣壓縮機設計工況點的基本要求

3 結 語

回氣壓縮機是大型LNG船裝卸貨系統的重要組成設備。本文梳理了大型LNG船回氣壓縮機的設計流程。根據回氣壓縮機在大型LNG船上的功能，采用PR狀態方程法計算了回氣壓縮機在不同工況下需處理的氣體的熱物性參數，詳細計算了回氣壓縮機在不同工況下需輸送的氣體量和壓縮機出口排壓，對壓縮機制造商設計經濟、高效，并能在各典型工況點遠離喘振區的回氣壓縮機提出了技術指標要求。

[1]呂俊，張昌維，傅皓. LNG接收站BOG壓縮機處理能力計算及選型研究[J]. 化工設計，2011, 21 (1): 14-16.

[2]呂尋貞，張磊，李亞軍，等. LNG接收站BOG蒸發量及波動性分析[J]. 低溫工程，2014 (2): 70-76.

[3]李亞軍，夏巖. LNG 接收站BOG蒸發量的影響因素及穩定性[J]. 低溫工程，2012 (4): 70-76.

[4]宋斌杰. 低溫液體儲罐無損儲存的規律研究[D]. 上海：上海交通大學，2008.

[5]孫義蘭. 化工流程模擬實訓—Aspen Plus教程[M]. 北京：化學工業出版社，2012.

[6]石玉美. 混合制冷循環液化天然氣流程的熱力研究[D]. 上海：上海交通大學，1998.

[7]GTT. Evolution of boil off gas temperature between gas dome and boil off gas compressors[R]. France: GTT, 2014.

[8]GTT. Insulation system heat capacity analysis[R]. France:GTT, 2013.

[9]GTT. CHS gas test procedures[R]. France: GTT, 2014.

Analysis on the Vapor Return Compressor Operating Point of Large LNG Carriers

LIU Tao，CEN Zhuo-lun，XU An-nan

(Hudong-Zhonghua Shipbuilding (Group) Co., Ltd., Shanghai 200129, China)

Based on the operation and design parameters of a large Liquefied Natural Gas (LNG) carrier, the state equation method is used to study the physical parameters of the gas-liquid natural gas and the inert gas. The load required for the Vapor Return Compressor (VRC) to treat the process gas during cargo loading is analyzed so as to determine its maximum treatment capacity. Then the operating points of the VRC under different technological process are analyzed according to the process design of gas displacement and the initial cooling and heating-up of cargo tank. The establishment of the operating points can provide the basic technical specification requirements for the design of VRC of large LNG carriers.

large LNG carrier; vapor; vapor return compressor; operating point

U671.99；U664.5

A

2095-4069 (2017) 06-0030-06

2016-10-31

工信部高技術船舶科研項目（Z1215E01）

劉濤，男，高級工程師，1983年生。2013年畢業于上海交通大學輪機工程專業，現從事船舶動力裝置開發設計工作。

10.14056/j.cnki.naoe.2017.06.007