錢德松 許 劍 池勝高 周 斌 簡(jiǎn)志勇 楊 凡 高 騰

1.中石化石油機(jī)械股份有限公司研究院 2.中石化石油機(jī)械裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 3.中國(guó)石油大學(xué)（華東） 化學(xué)工程學(xué)院

0 引言

目前，國(guó)內(nèi)現(xiàn)有的LNG液化裝置尚無法滿足井口氣、管道氣的液化回收需求，其中尤以大量邊遠(yuǎn)井、散井最為顯著[1]，此難題亟待解決。天然氣液化工藝主要有級(jí)聯(lián)式液化工藝（Cascade Refrigeration Cycle）、混合冷劑液化工藝（Mixed-Refrigerant Cycle）、帶膨脹機(jī)液化工藝（Expander Cycle）和高壓引射液化工藝（High Pressure Ejection Refrigeration）等[2-5]。其中，級(jí)聯(lián)式液化工藝能耗較低，設(shè)備復(fù)雜，投資成本較高，主要用于大型天然氣液化工廠[6-7]，帶膨脹機(jī)液化工藝主要用于回收天然氣的壓力能，液化率相對(duì)較低[8]，混合冷劑液化工藝在我國(guó)小型天然氣液化領(lǐng)域內(nèi)逐步開展應(yīng)用，但也存在混合冷劑配比復(fù)雜[9-10]、冷箱體積大、投資成本高的問題。我國(guó)氣源散井、邊遠(yuǎn)井分布較多，并且多不具備管道輸送和建立大型液化工廠的條件，部分氣源位于山地丘陵，場(chǎng)站建設(shè)難度較大，對(duì)天然氣液化裝置橇裝化、集成度提出了更高的要求[11-12]。而高壓引射制冷液化裝置橇裝化程度高，占地面積小，出液快，運(yùn)行穩(wěn)定[13]，目前已在國(guó)內(nèi)多處井口氣回收項(xiàng)目取得應(yīng)用。

我國(guó)針對(duì)天然氣高壓引射液化工藝的相關(guān)研究起步較晚，核心裝備引射器的國(guó)產(chǎn)化進(jìn)展緩慢，工藝方案設(shè)計(jì)尚不成熟。劉培啟、羅文龍等[14-15]基于索科洛夫經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)引射器進(jìn)行初步設(shè)計(jì)，并通過CFD模擬得到引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)引射器性能的影響規(guī)律。耿利紅等[16]以R134a為工質(zhì)，通過實(shí)驗(yàn)的方式，研究了兩相噴射器幾何尺寸對(duì)制冷系統(tǒng)性能的影響。關(guān)于天然氣高壓引射液化工藝方案的設(shè)計(jì)和優(yōu)化研究較少?，F(xiàn)階段天然氣引射液化主要裝備依賴俄羅斯進(jìn)口，技術(shù)發(fā)展受到較大制約。從國(guó)內(nèi)井口氣回收項(xiàng)目的實(shí)際運(yùn)行效果來看，高壓引射液化工藝存在液化效率低、能耗高的問題。

針對(duì)上述問題，筆者采用HYSYS軟件對(duì)5h104m3/d（標(biāo)準(zhǔn)工況下，下同）處理量天然氣高壓引射液化工藝進(jìn)行模擬，分析引射器進(jìn)出口壓力、凈化氣不凝氣體組分含量等因素對(duì)系統(tǒng)能耗、液化率的影響規(guī)律，以期為小型高壓引射天然氣液化裝置的工藝設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供參考。

1 天然氣高壓引射液化工藝簡(jiǎn)介

圖1所示為一種天然氣高壓引射液化工藝流程[3,17]。經(jīng)脫酸、脫水、脫重?zé)N處理后的凈化天然氣（以下統(tǒng)稱凈化氣）進(jìn)入凈化氣壓縮機(jī)C2增壓至20 MPa，經(jīng)過與回流天然氣、預(yù)冷系統(tǒng)載冷劑換熱冷卻至－66 ℃，進(jìn)入引射器噴射，天然氣部分液化，進(jìn)入分離器S1，液體部分經(jīng)過調(diào)節(jié)閥V1節(jié)流降壓后，溫度進(jìn)一步降低（≤－147 ℃），之后進(jìn)入分離器S2；從分離器S1分離出的氣體分為兩股，一股回流至換熱器E3、E1與高壓天然氣換熱，回收部分冷量，之后再次被循環(huán)氣壓縮機(jī)C1壓縮，并重新噴射液化，另一股進(jìn)入分離器S2盤管與低溫天然氣換熱液化后進(jìn)入分離器S3，未液化部分為不凝氣體，由分離器S3頂部排出，液化部分通過閥門V2節(jié)流降壓至0.3 MPa后進(jìn)入分離器S2，分離器S2中的液體部分作為L(zhǎng)NG產(chǎn)品外輸，而氣體部分由引射器J1低壓口吸入重新引射液化。

圖1 天然氣高壓引射制冷液化工藝流程圖

圖2所示為一種引射器外觀示意圖[15]。經(jīng)壓縮后的天然氣從引射器高壓入口進(jìn)入，在吸入室的噴嘴處高速噴射，轉(zhuǎn)變?yōu)闅庖夯旌蠣顟B(tài)，同時(shí)造成吸入室低壓環(huán)境，部分低壓天然氣由低壓口吸入，并在混合腔中與噴射后的天然氣充分傳質(zhì)、換熱，促使低壓天然氣液化。

圖2 引射器外觀示意圖

2 工藝模擬及計(jì)算基礎(chǔ)

2.1 模擬參數(shù)設(shè)置

采用HYSYS對(duì)上述高壓引射液化工藝進(jìn)行模擬。井口氣含有較多雜質(zhì)、重?zé)N、酸性氣體，液化前需進(jìn)行除雜、脫酸、脫水、脫重?zé)N處理。表1所示為西南某地區(qū)某井口氣處理后的氣體組成。模擬處理量為5h104m3/d，進(jìn)氣流量為1 550 kg/h。

表1 經(jīng)脫酸、脫水、脫重?zé)N處理后的某井口凈化氣組成表

Peng-Robinson狀態(tài)方程是石油煉制、氣體加工最常用、也是油氣行業(yè)內(nèi)最為推薦的物性計(jì)算方法之一。HYSYS軟件對(duì)其內(nèi)置Peng-Robinson物性包進(jìn)行了強(qiáng)化，適用范圍擴(kuò)展至溫度高于－271 ℃、壓力小于100 MPa。模擬過程涉及天然氣、冷媒R22，選擇Peng-Robinson狀態(tài)方程進(jìn)行計(jì)算。模擬過程僅關(guān)注引射器進(jìn)出口物質(zhì)狀態(tài)，基于能量和質(zhì)量守恒，忽略散熱損失，引射過程采用高壓天然氣膨脹、低壓天然氣被壓縮，兩者再混合的方式進(jìn)行描述，其中壓縮機(jī)動(dòng)力來源于高壓氣體膨脹機(jī)（圖3）。

2.2 系統(tǒng)性能主要評(píng)價(jià)指標(biāo)計(jì)算模型

系統(tǒng)主要能耗設(shè)備包括凈化氣壓縮機(jī)、循環(huán)氣壓縮機(jī)以及預(yù)冷系統(tǒng)。壓縮機(jī)功耗計(jì)算依據(jù)為：

圖3 引射器HYSYS計(jì)算模型圖

式中Wc表示壓縮機(jī)功耗，kW；F1表示進(jìn)口物流的摩爾流量，mol/s；MW表示氣體分子量；n表示多變指數(shù)；CF表示校正系數(shù)；p1表示進(jìn)口物流壓力，Pa；p2表示出口物流壓力，Pa；ρ1表示進(jìn)口物流密度，kg/m3；ρ2表示出口物流密度，kg/m3；h1表示進(jìn)口物流的比焓，kJ/kg；h1'表示與入口熵相對(duì)應(yīng)的出口物流比焓，kJ/kg；ρ2'表示與入口熵相對(duì)于的出口物流密度，kg/m3。h2'、ρ2'由等熵閃蒸計(jì)算得出。

預(yù)冷系統(tǒng)功耗主要為雙螺桿制冷壓縮機(jī)功耗，計(jì)算依據(jù)為：

式中Wpr表示預(yù)冷系統(tǒng)功耗，kW；Qpr表示預(yù)冷系統(tǒng)所需制冷量，kW；μ表示制冷系數(shù)。目前預(yù)冷系統(tǒng)多采用雙螺桿壓縮機(jī)機(jī)組制冷，載冷劑蒸發(fā)溫度為－35～－40 ℃，μ值可達(dá)1.3～1.6，本文μ取1.5。

系統(tǒng)總功耗為凈化氣壓縮機(jī)、循環(huán)氣壓縮機(jī)以及預(yù)冷系統(tǒng)功耗之和，即

式中Wc1表示循環(huán)氣氣壓縮機(jī)功耗，kW；Wc2表示凈化氣壓縮機(jī)功耗，kW；Wpr表示預(yù)冷系統(tǒng)功耗，kW。

工藝流程中除去壓縮部分稱為冷箱，一般單獨(dú)成橇。出液率（η）為冷箱系統(tǒng)的主要評(píng)價(jià)指標(biāo)之一，計(jì)算依據(jù)為：

式中Qli表示系統(tǒng)出液質(zhì)量流量，kg/h；Qin表示進(jìn)入引射器的高壓天然氣質(zhì)量流量，kg/h。

單位產(chǎn)量能耗（p）為系統(tǒng)運(yùn)行成本的評(píng)價(jià)指標(biāo)之一，其計(jì)算依據(jù)為：

式中Wto表示系統(tǒng)總功耗，kW。

2.3 工藝模擬

所構(gòu)建HYSYS模擬流程如圖4所示。

2.4 模擬驗(yàn)證

采用西南某地同工藝5h104m3/d進(jìn)口裝置作對(duì)比試驗(yàn)（圖5），裝置的設(shè)計(jì)運(yùn)行工況：凈化氣進(jìn)氣流量為1 550 kg/h，引射器引射壓力為20 MPa，出口壓力為1.2 MPa，其他參數(shù)與前述工藝簡(jiǎn)介保持一致。對(duì)該工況下的液化工藝進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果主要指標(biāo)同裝置實(shí)際運(yùn)行結(jié)果對(duì)比如表2所示。由表2可知，模擬結(jié)果與實(shí)際裝置的運(yùn)行結(jié)果基本保持一致，所構(gòu)建模擬準(zhǔn)確可靠，可采用模擬的方法分析不同工況條件下的運(yùn)行效果。

3 模擬結(jié)果分析

影響液化系統(tǒng)性能的因素較多。通過模擬與分析發(fā)現(xiàn)，引射壓力、出口壓力以及不凝氣體組分含量可對(duì)系統(tǒng)功耗、出液率產(chǎn)生顯著影響。

圖4 高壓引射液化工藝流程模擬圖

圖5 西南某地5h104 m3/d 高壓引射液化試驗(yàn)進(jìn)口裝置照片

3.1 引射壓力、出口壓力對(duì)系統(tǒng)性能的影響

為對(duì)比分析不同引射壓力和出口壓力的影響，模擬過程引射壓力系列分別取12 MPa、16 MPa、20 MPa、24 MPa，出口壓力分別設(shè)置為0.4～2.2 MPa。

3.1.1 引射壓力、出口壓力對(duì)系統(tǒng)功耗的影響

凈化氣壓縮機(jī)功耗隨著引射壓力的增大，壓縮比增大，功耗隨之增大，而循環(huán)氣壓縮機(jī)變化相對(duì)復(fù)雜。圖6所示為引射壓力、出口壓力對(duì)循環(huán)氣壓縮機(jī)功耗的影響。由圖6可知，隨著出口壓力升高，循環(huán)氣壓縮機(jī)功耗呈非線性降低。這是因?yàn)樵谝鋲毫σ欢ǖ那闆r下，隨著引射器出口壓力增高，回流天然氣壓力也隨之升高，循環(huán)壓縮機(jī)入口氣體壓力升高，壓縮比降低，而此時(shí)引射器出口氣液比也將降低，回流天然氣流量減小，壓縮機(jī)功率計(jì)算式（1）可知，p2/p1、MW均減小，循環(huán)壓縮機(jī)功率將隨之減小。

表2 工藝模擬與實(shí)際裝置運(yùn)行指標(biāo)對(duì)比表

圖6 不同引射壓力、出口壓力對(duì)循環(huán)氣壓縮機(jī)功耗的影響圖

引射壓力、出口壓力對(duì)預(yù)冷系統(tǒng)功耗的影響如圖7所示。由圖7可知，在引射壓力一定的情況下，隨著引射器出口壓力的升高，預(yù)冷系統(tǒng)的功耗呈近似線性增大，而在出口壓力確定時(shí)，隨著引射壓力的升高，預(yù)冷系統(tǒng)功耗降低。由上述分析可知，引射器出口壓力升高，回流天然氣流量逐漸減小，可用于預(yù)冷的冷量減少，為保障引射器高壓入口氣體低溫需求，需增加預(yù)冷系統(tǒng)的制冷量，使得預(yù)冷系統(tǒng)功耗增大。而引射器出口壓力一定時(shí)，引射壓力增大，意味著在更高的壓力下預(yù)冷冷箱進(jìn)氣，而天然氣定壓比熱容（Cp）在引射壓力范圍內(nèi)隨壓力增大而減小。因此預(yù)冷系統(tǒng)功耗隨之降低。

圖7 不同引射壓力、出口壓力對(duì)預(yù)冷系統(tǒng)功耗的影響圖

由圖6和圖7對(duì)比可知，預(yù)冷系統(tǒng)功耗在系統(tǒng)總功耗中的占比較小，因此引射壓力、出口壓力對(duì)系統(tǒng)總功耗的影響（圖8）與循環(huán)氣壓縮機(jī)功耗變化趨勢(shì)保持一致。分析可知，隨著引射壓力增高，系統(tǒng)總功耗呈現(xiàn)先增大后減小趨勢(shì)，其中在出口壓力0.5～1.8 MPa范圍內(nèi)，存在最佳引射壓力，所模擬引射壓力系列中20 MPa時(shí)系統(tǒng)總功耗最小。

圖8 不同引射壓力、出口壓力對(duì)天然氣液化系統(tǒng)總功耗的影響圖

3.1.2 引射壓力、出口壓力對(duì)冷箱出液率的影響

冷箱出液率為天然氣開發(fā)項(xiàng)目最為關(guān)注的性能指標(biāo)之一。圖9所示為引射壓力、出口壓力對(duì)冷箱出液率的影響。由圖9可知，隨著引射器出口壓力升高，冷箱出液率呈現(xiàn)非線性增大趨勢(shì)，當(dāng)出口壓力增至1.5 MPa左右時(shí)，冷箱出液率增長(zhǎng)趨緩，此時(shí)再提高出口壓力對(duì)出液率的提升非常有限，且會(huì)造成大量管線、設(shè)備工作壓力提高，進(jìn)一步提高投資成本；而在出口壓力一定時(shí)，引射壓力提高，冷箱出液率也隨之增高，但當(dāng)引射壓力增至20 MPa，出液率增幅顯著減小，而過高的引射壓力將對(duì)壓縮機(jī)、預(yù)冷換熱器和管線提出非常高的要求，并大幅提高投資成本。

圖9 不同引射壓力、出口壓力對(duì)冷箱出液率的影響圖

3.2 不凝氣體組分對(duì)系統(tǒng)性能的影響

在表1所示凈化氣組成的基礎(chǔ)上，將不凝氣體組分N2的摩爾含量由1%增至16%，甲烷含量則相應(yīng)降低，對(duì)該過程進(jìn)行模擬，其引射壓力、出口壓力分別設(shè)置為20 MPa、1.5 MPa，分析不凝氣體組分變化對(duì)系統(tǒng)性能的影響。

圖10所示為凈化氣含氮量對(duì)冷箱出液產(chǎn)量的影響。由圖10可知，隨著含氮量的增加，冷箱出液率呈近似線性下降趨勢(shì)。凈化氣進(jìn)入液化系統(tǒng)中的含氮量與分離器S3頂部分離的氣體以及LNG產(chǎn)品中的氮?dú)饨M分保持平衡。其中，LNG產(chǎn)品中含有的氮?dú)饨M分非常少，可以忽略不計(jì)，而分離器S3分離出的氣體部分N2組分含量占50%～60%，其余為甲烷等。因此，隨著凈化氣中不凝氣組分增加，為維持系統(tǒng)不凝氣組分平衡，需加大分離器S3頂部氣體的排放流量，部分天然氣因此被直接排放，造成天然氣浪費(fèi)以及冷箱出液產(chǎn)量減少。

圖10 凈化氣含氮量對(duì)冷箱出液產(chǎn)量的影響圖

圖11所示為凈化氣含氮量對(duì)冷箱出液率的影響。由圖11可知，隨著凈化氣含氮量的增加，冷箱出液率呈現(xiàn)非線性降低趨勢(shì)，降低速率逐漸減小。這是因?yàn)殡S著不凝氣體組分的增加，更多的氣體成分無法被引射液化，引射器出口氣液比增大，回流天然氣流量增大，該部分氣體再次返回冷箱系統(tǒng)液化，造成了冷箱系統(tǒng)入口流量增大。該狀況下，雖然冷箱系統(tǒng)進(jìn)氣量增大，但出液產(chǎn)量降低，整體出液率急劇減小。不凝氣體N2摩爾含量由1%增至10%時(shí)，冷箱出液率由34%減少至24%，降幅近30%；而隨著N2含量進(jìn)一步增加，分離器S3頂部排出氣體流量進(jìn)一步增大，一定程度上減小了回流天然氣和冷箱進(jìn)口氣體流量增幅，冷箱出液率降低幅度趨于平緩。

圖11 凈化氣含氮量對(duì)冷箱出液率的影響圖

圖12所示為凈化氣含氮量對(duì)液化系統(tǒng)單位產(chǎn)量能耗的影響。由圖12可知，隨著凈化氣含氮量的增加，單位產(chǎn)量能耗呈現(xiàn)非線性上升趨勢(shì)。不凝氣體對(duì)單位產(chǎn)量能耗的影響主要源于對(duì)循環(huán)氣壓縮機(jī)功耗的影響。由上述分析可知隨著N2含量的增加，回流天然氣流量增加，循環(huán)壓縮機(jī)功耗增大，而此時(shí)出液產(chǎn)量減小。因此單位產(chǎn)量能耗急劇增加，不凝氣體N2摩爾含量由1%增至10%，單位產(chǎn)量能耗增幅達(dá)27%，而隨著含氮量進(jìn)一步增大，回流天然氣流量和循環(huán)壓縮機(jī)功耗增幅減小，單位能耗增幅隨之減小。綜合考慮上述分析結(jié)果，高壓引射液化工藝并不適宜處理高含不凝氣體組分的凈化氣。

圖12 凈化氣含氮量對(duì)液化系統(tǒng)單位產(chǎn)量能耗的影響圖

4 結(jié)論

1）小型天然氣液化裝置高壓引射工藝中，引射器引射壓力、出口壓力以及凈化氣中不凝氣體組分含量可對(duì)系統(tǒng)總功耗、出液效率產(chǎn)生顯著影響。

2）引射壓力增高，預(yù)冷系統(tǒng)功耗、冷箱出液率將逐漸增大，系統(tǒng)總功耗呈現(xiàn)先增后減趨勢(shì)，存在最佳引射壓力，在出口壓力0.5～1.8 MPa范圍內(nèi)，所模擬引射壓力系列中20 MPa時(shí)系統(tǒng)總功耗最小。

3）隨著出口壓力的增大，循環(huán)氣壓縮機(jī)功耗、系統(tǒng)總功耗呈現(xiàn)非線性降低趨勢(shì)，降低速率逐漸減小，而預(yù)冷系統(tǒng)功耗、冷箱出液率則逐漸增大，但當(dāng)出口壓力超過1.5 MPa時(shí)，對(duì)系統(tǒng)性能的提升有限，且會(huì)提高投資成本。

4）凈化氣中不凝氣組分含量增加，系統(tǒng)出液產(chǎn)量、冷箱出液率將顯著下降，單位產(chǎn)量能耗逐漸增大，該液化工藝并不適宜處理高含不凝氣體組分的凈化氣。