開式天然氣膨脹液化流程動態(tài)仿真

李志軍 張少鑫 王瀚

1中國海洋石油國際有限公司

2中國石油青海油田采油三廠

3中國石油大學(xué)（華東）

為了驗證天然氣液化工藝的性能，往往需要對液化工藝進(jìn)行模擬。流程的模擬是在工藝流程的機理模型基礎(chǔ)之上，運用數(shù)學(xué)的方法對化工過程進(jìn)行描述，并且運用了計算機輔助技術(shù)進(jìn)行模擬，可分為穩(wěn)態(tài)模擬和動態(tài)模擬兩種。穩(wěn)態(tài)模擬是研究和分析流程在穩(wěn)態(tài)條件下各變量之間的關(guān)系，主要用于裝置的設(shè)計。動態(tài)模擬則是于對裝置啟動、停車、事故、外部擾動等動態(tài)工況的模擬。天然氣液化裝置運行時，外界條件是隨時間變化的，在擾動下液化系統(tǒng)運行的穩(wěn)定性是衡量液化系統(tǒng)優(yōu)劣的一個重要因素。

與一般的天然氣液化系統(tǒng)相比，天然氣調(diào)峰裝置的顯著特點是氣源流量不穩(wěn)定，包括小時不均勻性和季節(jié)不均勻性。在用戶用氣量較小時，天然氣調(diào)峰裝置會將來自長輸管道終點的多余高壓天然氣進(jìn)行液化并儲存；在用戶用氣量較多時將液化天然氣氣化，以平衡用戶用氣量不均的問題。考慮到天然氣調(diào)峰裝置的工作特性，將是否具有比較寬的處理范圍作為天然氣調(diào)峰裝置優(yōu)劣的重要指標(biāo)。因此，對調(diào)峰液化系統(tǒng)進(jìn)行動態(tài)模擬顯得十分必要。LNG 槽車貧富液切換安全裝車的動態(tài)模擬研究可以為單元裝車安全性和高效性提供理論指導(dǎo)[1]。多級制冷回路運行中，動態(tài)仿真工具PROTISS[2]可以用作高保真模型復(fù)雜過程配置的實時求解。C3MR液化流程的動態(tài)模型[3]可用于控制算法的實現(xiàn)，從而提出更為魯棒的控制策略。通過對天然氣液化系統(tǒng)擾動的動態(tài)模擬[4]，可以得出系統(tǒng)響應(yīng)曲線并作動態(tài)分析。在小型橇裝液化實驗裝置基礎(chǔ)上建立相應(yīng)的工藝動態(tài)模型[5]可用于研究帶預(yù)冷的雙氮膨脹液化工藝的動態(tài)特性。通過對燃料分配系統(tǒng)進(jìn)行動態(tài)模擬，研究發(fā)動機負(fù)載、LNG溫度、壓強的變化對系統(tǒng)輸出的影響[6]。

天然氣調(diào)峰裝置在實際工作中，原料氣的入口壓力、溫度、組分均存在變化。為了驗證液化工藝的可靠性，添加了原料氣壓力、溫度以及組分三種擾動，并將壓力和溫度的擾動分為5%、10%和15%三個級別，將組分?jǐn)_動設(shè)置為甲烷含量分別為5%和10%兩個級別，對選定的開式天然氣膨脹液化工藝進(jìn)行動態(tài)仿真，驗證調(diào)峰裝置實際運行的穩(wěn)定性和可靠性。

1 液化流程模型的建立

本研究選定開式天然氣膨脹液化工藝作為處理量100×104m3/d 的調(diào)峰型天然氣液化廠的液化工藝。

開式天然氣膨脹液化流程如圖1所示。經(jīng)預(yù)處理的高壓天然氣（NG1）分為兩部分（NG2、NG3）。NG2 經(jīng)換熱器HEX-1、HEX-2 及過冷換熱器HEX-3 降溫后，分為兩部分，一部分（NG8）節(jié)流后進(jìn)入LNG儲罐，另一部分（NG7）節(jié)流后為三個換熱器提供冷量。NG3 經(jīng)換熱器HEX-1 冷卻后進(jìn)入膨脹機（E-1），降溫后為換熱器HEX-1、HEX-2 提供冷量。LNG 儲罐中自蒸發(fā)的BOG，為換熱器HEX-1 提供冷量后與另外兩部分提供完冷量的低壓天然氣（NG14、NG18）混合，再經(jīng)制動壓縮機增壓后，送往城市管網(wǎng)。

圖1 開式天然氣膨脹液化流程Fig.1 Open natural gas expansive liquefaction process

Aspen HYSYS軟件是Aspen Tech公司開發(fā)的面向油氣生產(chǎn)、氣體處理和煉油工業(yè)的模擬、設(shè)計、性能檢測的過程模擬軟件，具有穩(wěn)態(tài)模擬和動態(tài)模擬功能[7]。本文先利用HYSYS軟件對開式天然氣膨脹液化流程進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，然后在穩(wěn)態(tài)模擬的基礎(chǔ)上增加動態(tài)控制裝置，并通過控制裝置設(shè)置擾動參數(shù)變化規(guī)律，觀察系統(tǒng)特性參數(shù)在擾動作用下隨時間的變化趨勢。

液化流程的穩(wěn)態(tài)模擬需結(jié)合實際確定流程初始參數(shù)，Aspen HYSYS靜態(tài)模擬基礎(chǔ)條件如下：①經(jīng)過預(yù)處理后的天然氣的組成（摩爾分?jǐn)?shù)）：甲烷87.04%、乙 烷2.10%、丙 烷3.37%、正 丁 烷4.16%、二氧化碳2.08%、氮氣1.25%，壓力為5 000 kPa，溫度為30 ℃，流量100×104m3/d（0.516 4 kmol/s）；②LNG 的儲存壓力為120 kPa；③狀態(tài)方程為Peng-Robinson 方程；④壓縮機的等熵效率為0.7，透平膨脹機的等熵效率0.8；⑤水冷器的壓降為10 kPa；⑥忽略系統(tǒng)熱損失。

根據(jù)以上模擬條件在HYSYS 軟件中完成開式天然氣膨脹液化流程穩(wěn)態(tài)模型的搭建。穩(wěn)態(tài)計算關(guān)鍵性工藝參數(shù)成果見表1。

表1 各物流的物理參數(shù)Tab.1 Physical parameters of materials flow

2 關(guān)鍵設(shè)備的動態(tài)模型

開式天然氣膨脹液化流程中設(shè)備有膨脹機、制動壓縮機、多股流換熱器、水冷換熱器、比例分流器、比例混合器等[8]，設(shè)備動態(tài)模型的建立必須滿足質(zhì)量守恒、能量守恒和動量守恒方程，每個設(shè)備是整個復(fù)雜流程中獨立的部分，相互連接、相互影響并構(gòu)成完整的液化工藝[9]，此動態(tài)模擬的自變量為進(jìn)口壓力、進(jìn)口溫度和甲烷組分含量，因變量為流量和膨脹機效率。

本設(shè)計中選用的換熱器類型為板翅式換熱器，板翅式換熱器各個參數(shù)的確定主要是依據(jù)Aspen MUSE 軟件中Design-PFIN 的Calcullation Mode 進(jìn)行設(shè)計計算。第一步將穩(wěn)態(tài)模型中換熱器的物流質(zhì)量流量、進(jìn)出口壓力、進(jìn)口壓力和換熱器壓差、進(jìn)出口物流的氣液比以及冷熱流的摩爾組分輸入軟件相應(yīng)的計算模塊，物流計算模型選用Peng-Robinson模型。初步計算設(shè)計出換熱器參數(shù)，得到換熱器的基礎(chǔ)參數(shù)，如換熱器的翅片類型，翅片特征參數(shù)以及每股物流對應(yīng)的流體通道數(shù)和相應(yīng)的換熱物性參數(shù)。第二步是在第一步計算結(jié)果的基礎(chǔ)上，對換熱器進(jìn)行重新設(shè)計校核。將第一步計算出的換熱器基礎(chǔ)參數(shù)輸入軟件相應(yīng)計算模塊中，導(dǎo)入物流基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，保存輸入基礎(chǔ)數(shù)據(jù)運行計算模塊，反算出冷熱物流的進(jìn)出口物性參數(shù)，與靜態(tài)模型基礎(chǔ)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，確定出動態(tài)換熱器的基本參數(shù)，以及物流在換熱器中的物性參數(shù)及換熱相關(guān)參數(shù)。該過程程序框圖如圖2所示。

圖2 HYSYS換熱器動態(tài)模型建立程序框圖Fig.2 Block diagram of dynamic model establishing program of HYSYS heat exchanger

三個換熱器動態(tài)模型依次搭建完成并且各參數(shù)運行穩(wěn)定后，對換熱器相應(yīng)物流依次連接，搭建出換熱器動態(tài)模型基礎(chǔ)。在換熱器動態(tài)模型連接完成后依次加入膨脹機、制動壓縮機、水冷器動態(tài)模型。

膨脹機、制動壓縮機、水冷器動態(tài)模型的建立與換熱器動態(tài)模型建立有共同之處，動態(tài)模型的建立依舊是在靜態(tài)模擬的基礎(chǔ)上，設(shè)定邊界條件運行動態(tài)模型、適當(dāng)調(diào)整相關(guān)參數(shù)，完成設(shè)備的動態(tài)模型建立。在膨脹機、制動壓縮機、水冷器動態(tài)模型相關(guān)工藝參數(shù)運行穩(wěn)定后，依次將各個設(shè)備動態(tài)模型連接，最終搭建出整個開式天然氣膨脹液化工藝動態(tài)模型。在Aspen HYSYS 中搭建的動態(tài)模型運行14 576 min后，各參數(shù)基本保持穩(wěn)定，與靜態(tài)模擬相比參數(shù)浮動變化范圍相對較小，各節(jié)點參數(shù)運行穩(wěn)定且與穩(wěn)態(tài)參數(shù)相比誤差小于0.5%。開式天然氣膨脹液化工藝動態(tài)模擬基礎(chǔ)建立完成。

3 工藝適應(yīng)性分析

利用開式天然氣膨脹液化工藝動態(tài)仿真模型，分析進(jìn)口壓力、進(jìn)口溫度、甲烷組分含量等條件變化時對該工藝流程性能的影響，從而確定該工藝的適應(yīng)性。將運行中的實際工況變化細(xì)化為進(jìn)口天然氣組分中甲烷含量變化、進(jìn)口壓力變化和進(jìn)口溫度變化等擾動，根據(jù)改變工況后系統(tǒng)的性能判斷系統(tǒng)的適應(yīng)性，最終確定所選工藝在實際運行工況下的安全性、穩(wěn)定性和準(zhǔn)確性。

3.1 進(jìn)口溫度變化對系統(tǒng)性能的影響

動態(tài)系統(tǒng)在正常工況下運行一段時間后，將天然氣進(jìn)口溫度分別提高以及減小5%、10%、15%，正常工況下天然氣進(jìn)口溫度30 ℃。檢測LNG 進(jìn)入閃蒸罐前節(jié)點NG9 的流量以及膨脹機的效率隨擾動的變化情況。

天然氣進(jìn)口溫度變化對節(jié)點NG9 流量的影響如圖3 和圖4 所示。正常工況下NG9 的流量為0.109 2 kmol/s，當(dāng)天然氣進(jìn)口溫度分別增加5%、10%、15%時，對應(yīng)的節(jié)點NG9 的流量分別為0.108 8、0.108 5、0.108 2 kmol/s，流量減小幅度分別為0.37%、0.64%、0.91%。當(dāng)天然氣進(jìn)口溫度分別降低5%、10%、15%，節(jié)點NG9 的流量隨進(jìn)口溫度的降低而小幅度增加，增幅分別為0.27%、0.46%、0.64%。

圖3 節(jié)點NG9的流量隨進(jìn)口溫度增加的響應(yīng)曲線Fig.3 Response curve of flow rate of node NG9 with the increase of inlet temperature

圖4 節(jié)點NG9的流量隨進(jìn)口溫度降低的響應(yīng)曲線Fig.4 Response curve of flow rate of node NG9 with the decrease of inlet temperature

進(jìn)口溫度變化對膨脹機效率的影響如圖5和圖6所示，隨著進(jìn)口溫度的增加，膨脹機效率基本無明顯變化，基本保持在73.5%上下小范圍內(nèi)波動。隨著進(jìn)口溫度的減小，膨脹機的效率在添加擾動后有波動狀況出現(xiàn)，但在運行一段時間后，效率又收斂到73.3%，系統(tǒng)又重新達(dá)到穩(wěn)定運行。

圖5 膨脹機效率隨溫度增加的響應(yīng)曲線Fig.5 Response curve of expander efficiency with the increase of inlet temperature

圖6 膨脹機效率隨溫度降低的響應(yīng)曲線Fig.6 Response curve of expander efficiency with the decrease of inlet temperature

3.2 進(jìn)口壓力變化對系統(tǒng)性能的影響

動態(tài)系統(tǒng)在正常工況下運行一段時間后，將天然氣進(jìn)口壓力分別提高以及減小5%、10%、15%，正常工況下天然氣進(jìn)口壓力5 000 kPa，添加擾動后天然氣進(jìn)口壓力發(fā)生變化。檢測LNG 進(jìn)入閃蒸罐前節(jié)點NG9 的流量以及膨脹機的效率隨擾動的變化情況。

節(jié)點NG9的流量隨進(jìn)口壓力變化的情況如圖7和圖8所示，正常工況下NG9的流量為0.109 2 kmol/s。節(jié)點NG9 的流量在添加進(jìn)口壓力擾動后，先突變后穩(wěn)定收斂在某一值。當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別增加5%、10%、15%時，節(jié)點NG9 的流量增幅分別為3.0%、5.77%、8.4%；當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別減小5%、10%、15%時，節(jié)點NG9 的流量降幅分別為3.3%、6.5%、10%。

圖7 節(jié)點NG9的流量隨進(jìn)口壓力增加的響應(yīng)曲線Fig.7 Response curve of flow rate of node NG9 with the increase of inlet pressure

圖8 節(jié)點NG9的流量隨進(jìn)口壓力減小的響應(yīng)曲線Fig.8 Response curve of flow rate of node NG9 with the decrease of inlet pressure

進(jìn)口壓力變化對膨脹機效率的影響如圖9和圖10 所示。當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別增加5%、10%、15%時，膨脹機的效率有極小幅度的增加，增加幅度分別為0.3%、0.4%、0.7%；當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口壓力分別減小5%、10%、15%時，膨脹機的效率基本保持不變，在添加擾動后壓縮機功率先波動，之后趨于穩(wěn)定。

圖9 膨脹機效率隨進(jìn)口壓力增加的響應(yīng)曲線Fig.9 Response curve of expander efficiency with the increase of inlet pressure

圖10 膨脹機效率隨進(jìn)口壓力減小的響應(yīng)曲線Fig.10 Response curve of expander efficiency with the decrease of inlet pressure

3.3 組分含量變化對系統(tǒng)性能的影響

動態(tài)系統(tǒng)在正常工況下運行一段時間后，改變天然氣組分，將天然氣中的主要組分甲烷含量分別增加和降低5%、10%。檢測LNG進(jìn)入閃蒸罐前節(jié)點NG9的流量以及膨脹機的效率隨擾動的變化情況。

不同擾動下，天然氣的組分含量如表2所示。

表2 不同擾動下的天然氣組分含量Tab.2 Content of natural gas components under different disturbance 摩爾分?jǐn)?shù)/%

正常工況下NG9的流量為0.109 2 kmol/s，甲烷組分變化對節(jié)點NG9 流量的影響如圖11 和圖12所示。當(dāng)系統(tǒng)甲烷組分改變時，節(jié)點NG9的流量隨擾動有明顯的突變情況，在系統(tǒng)運行一段時間后重新穩(wěn)定在新的值。當(dāng)甲烷含量分別增加5%、10%時，節(jié)點NG9 的流量對應(yīng)增幅分別為3.75%、7.5%。當(dāng)甲烷含量分別減小5%、10%，節(jié)點NG9的流量對應(yīng)降幅分別為4.0%、8.6%。

圖11 節(jié)點NG9的流量隨甲烷組分增加的響應(yīng)曲線Fig.11 Response curve of flow rate of node NG9 with the increase of methane component

圖12 節(jié)點NG9的流量隨甲烷組分減小的響應(yīng)曲線Fig.12 Response curve of flow rate of node NG9 with the decrease of methane component

甲烷組分變化對膨脹機效率的影響如圖13 和圖14 所示。膨脹機效率在添加甲烷含量改變的擾動后，有個迅速突變的過程，突變后又迅速穩(wěn)定在某一值附近，后隨系統(tǒng)繼續(xù)運行達(dá)到穩(wěn)定。當(dāng)甲烷含量分別增加5%、10%時，膨脹機效率的增幅分別為2.7%、5.4%。當(dāng)甲烷含量分別減小5%、10%，膨脹機效率的降低幅度分別為0.7%、1.4%，變化幅度較小。

圖13 膨脹機效率隨甲烷組分增加的響應(yīng)曲線Fig.13 Response curve of expander efficiency with the increase of methane component

圖14 膨脹機效率隨甲烷組分減小的響應(yīng)曲線Fig.14 Response curve of expander efficiency with the decrease of methane component

4 結(jié)論

以選定的開式天然氣膨脹液化流程為基礎(chǔ)，在Aspen HYSYS 軟件中建立了液化流程的模態(tài)模型，并進(jìn)行動態(tài)模擬仿真，研究了該液化系統(tǒng)在調(diào)峰工況下的工藝適應(yīng)性。分析天然氣進(jìn)口溫度和壓力分別增加和減小5%、10%、15%，天然氣中甲烷含量分別增加和降低5%、10%時，系統(tǒng)的運行情況和系統(tǒng)節(jié)點的參數(shù)變化情況。從系統(tǒng)的參數(shù)隨擾動的變化情況綜合來看，可以得到以下結(jié)論：

（1）天然氣進(jìn)口溫度的變化對系統(tǒng)的影響最小。

（2）天然氣進(jìn)口壓力的變化對系統(tǒng)的影響明顯，進(jìn)口壓力增加有利于提升系統(tǒng)性能。

（3）天然氣甲烷含量的變化對系統(tǒng)的影響明顯，甲烷含量的增加有利于系統(tǒng)性能的明顯提升。

（4）依據(jù)進(jìn)口溫度、壓力和組分（甲烷含量）對系統(tǒng)的影響結(jié)果來看，以上擾動情況在一定范圍內(nèi)（溫度、壓力15%，甲烷含量10%）上下浮動時，系統(tǒng)仍舊能夠穩(wěn)定、可靠的運行。

由動態(tài)模擬結(jié)果和系統(tǒng)對擾動的動態(tài)運行情況來看，可以確定該開式天然氣膨脹液化流程在調(diào)峰工況下的運行情況及適應(yīng)性均良好，可以作為處理量100×104m3/d的調(diào)峰型天然氣液化廠的液化工藝。