楊佳原 盛偉,2 鄭海坤,2 朱鑒宇 李志永

1.河南理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院 2.哈密豫新能源產(chǎn)業(yè)研究院

基于“雙碳”目標(biāo),新型煤化工理念的提出是實(shí)現(xiàn)煤炭清潔高效利用的有效途徑[1-2]。采用煤炭氣化和甲烷化工藝制取合成天然氣可以清潔、高效地利用煤炭資源。低溫液化是天然氣長(zhǎng)距離運(yùn)輸?shù)囊环N有效便捷的方式[3]。

林文勝等[4]對(duì)合成氣液化流程進(jìn)行了研究,分析對(duì)比了適用于常規(guī)天然氣的液化方式,結(jié)果表明,液化煤制合成氣可以使用常規(guī)天然氣的液化流程,但液化工藝流程的設(shè)備能耗要增加15%～20%。天然氣液化流程根據(jù)液化方式的不同主要分為3類：級(jí)聯(lián)式液化流程、混合制冷劑液化流程和膨脹制冷液化流程[5-7]?；旌现评鋭┮夯鞒桃蚱涓哌m應(yīng)性和高換熱效率而在許多大型天然氣液化工廠中使用[8-10]。天然氣液化所需操作參數(shù)復(fù)雜,且相互關(guān)聯(lián)導(dǎo)致數(shù)據(jù)計(jì)算不便,因此,研究者們及廠間工程師常使用不同的優(yōu)化算法借助模擬技術(shù)進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)分析。肖榮鴿等[11]使用了Aspen HYSYS中的BOX算法結(jié)合基于理論法(knowledge based algorithm,KBO)對(duì)雙循環(huán)混合制冷劑天然氣液化工藝進(jìn)行優(yōu)化模擬,對(duì)比國(guó)內(nèi)典型雙循環(huán)混合制冷劑液化流程,該優(yōu)化流程液化火用效率顯著提高。余興成等[12]以珠海某天然氣液化項(xiàng)目中單循環(huán)混合制冷劑液化流程為研究對(duì)象,通過(guò)BOX算法對(duì)混合制冷劑配比和制冷劑蒸發(fā)冷凝壓力進(jìn)行了優(yōu)化,優(yōu)化后流程總能耗降低10.83%。何婷等[13]采用HYSYS軟件對(duì)高含乙烷天然氣液化流程進(jìn)行研究,在滿足LNG產(chǎn)品高純度不變的前提下,分析研究了原料氣中乙烷含量與系統(tǒng)比能耗的影響關(guān)系。Qyyum等[14]通過(guò)調(diào)研液化天然氣流程優(yōu)化的算法發(fā)現(xiàn),因HYSYS內(nèi)置的BOX優(yōu)化算法的簡(jiǎn)單性和集成的模擬優(yōu)化框架的優(yōu)勢(shì)而被研究人員和過(guò)程工程師廣泛使用。已有的研究中大多為對(duì)高甲烷含量的天然氣進(jìn)行液化,少有對(duì)低甲烷含量合成氣的液化研究,而在實(shí)際生產(chǎn)中,煤制甲醇合成氣中除氫氣和一氧化碳外還有部分甲烷,對(duì)合成氣中甲烷的低溫液化分離不僅能夠顯著提升能源利用率,同時(shí)還能實(shí)現(xiàn)更大的經(jīng)濟(jì)效益,因此,對(duì)煤制合成氣中甲烷的液化分離工藝優(yōu)化研究具有重要意義。

本研究以新疆哈密某公司煤化工工藝過(guò)程為對(duì)象,以解決煤化工合成氣低溫分離液化系統(tǒng)高能耗問(wèn)題為目標(biāo),通過(guò)Aspen HYSYS軟件,對(duì)合成天然氣甲烷液化及分離過(guò)程進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬。利用HYSYS Optimizer的BOX算法,針對(duì)合成氣液化系統(tǒng)高能耗的問(wèn)題,以該工藝系統(tǒng)最小能耗為目標(biāo)函數(shù),對(duì)制冷循環(huán)中混合制冷劑的組分配比以及混合制冷劑循環(huán)的一、二級(jí)壓縮壓力進(jìn)行優(yōu)化分析,通過(guò)優(yōu)化后的系統(tǒng)能耗確定其可行性,以期提高系統(tǒng)火用效率,降低煤化工合成氣分離液化工藝成本。

1 流程介紹與模擬

1.1 流程介紹

1.1.1液化分離流程簡(jiǎn)介

調(diào)研了新疆哈密某煤化工能源企業(yè)的液化分離車間運(yùn)行數(shù)據(jù),該工藝采用Black &Veatch公司提出的單級(jí)混合制冷劑(single mixed refrigerant, SMR)液化流程,整個(gè)液化分離工藝包括合成氣分離液化單元、混合制冷劑循環(huán)單元和氮?dú)饫淠h(huán)單元,其工藝流程如圖1所示。

合成氣分離液化流程為：自凈化來(lái)的原料氣經(jīng)過(guò)原料氣壓縮機(jī)提壓至4.8 MPa,再經(jīng)冷卻器冷卻至30 ℃后,送入冷箱降溫至-151 ℃,以氣液兩相進(jìn)入分餾塔,分餾塔塔頂與塔底氣體組成要求如表1所列,在分餾塔內(nèi),甲烷以液態(tài)形式從塔底分餾出來(lái)送往LNG大罐,剩余組分以氣相形式從塔頂出來(lái),經(jīng)過(guò)壓縮機(jī)增壓和冷箱換熱后(溫度為30 ℃,壓力為2.3 MPa),送往下游裝置進(jìn)行甲醇合成。

混合制冷劑循環(huán)單元流程為：低壓制冷劑在冷箱中吸收熱量后,經(jīng)一級(jí)壓縮至1.56 MPa,通過(guò)冷卻器降溫至30 ℃,隨后氣液兩相的混合制冷劑進(jìn)入分離罐,分離后的氣相制冷劑經(jīng)二級(jí)壓縮至3.55 MPa,液相制冷劑經(jīng)工質(zhì)泵同樣加壓至3.55 MPa,降溫后的氣相制冷劑與液相制冷劑在混合器中混合,然后通過(guò)冷箱降溫再經(jīng)節(jié)流閥降壓后為冷箱提供冷量。

氮?dú)饫淠h(huán)單元流程為：溫度為-177.5 ℃、壓力為0.34 MPa的氮?dú)饨?jīng)氮?dú)鈮嚎s機(jī)增壓至2.73 MPa,然后進(jìn)入冷箱換熱,利用換熱節(jié)流后-179.5 ℃的氮?dú)鉃樗斃淠魈峁├淞?將塔頂分離后氣體冷卻至-173 ℃后回到氮儲(chǔ)罐。

1.1.2實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)

在全工況運(yùn)行狀態(tài)下,原料氣的質(zhì)量流量約為110 739 kg/h,進(jìn)口溫度為30 ℃,進(jìn)口壓力為2.4 MPa,原料氣經(jīng)冷箱換熱后約為-151 ℃,再經(jīng)分餾塔分餾后塔底出口為溫度-121 ℃、壓力1.21 MPa的液態(tài)甲烷,塔頂出口為溫度-173 ℃、壓力1.21 MPa的氫氣與一氧化碳混合氣體,液態(tài)甲烷再經(jīng)LNG過(guò)冷器冷卻至-151 ℃并送至LNG儲(chǔ)罐。原料氣和混合制冷劑的組成如表2所列。

表2 原料氣和混合制冷劑組成y/%組分原料氣混合制冷劑CH422.6546.03C2H40.1017.07C2H60.491.32C3H8017.21C5H1207.09組分原料氣混合制冷劑N20.1211.28O20.100CO24.190H252.350

1.2 流程模擬

基于Aspen HYSYS軟件建立流程模擬,流程模擬中物質(zhì)相平衡計(jì)算選用Peng Robinson方程[15-16]。

對(duì)模擬過(guò)程中關(guān)鍵設(shè)備的參數(shù)設(shè)定為：①模擬原料氣及混合制冷劑成分與車間運(yùn)行數(shù)據(jù)一致;②壓縮機(jī)與工質(zhì)泵的絕熱效率為75%;③分餾塔塔頂冷凝器與塔底再沸器的冷熱負(fù)荷由E-102與E-101提供;④各換熱器的換熱溫差不低于3 ℃;⑤散熱器壓力降取10 kPa,換熱器壓力降假設(shè)為0 kPa;⑥氣液分離器的分離過(guò)程為等溫分離,壓力降取50 kPa。

在模擬的參數(shù)設(shè)定中,原料氣與混合制冷劑成分均與企業(yè)液化車間運(yùn)行數(shù)據(jù)一致,在原料氣物流設(shè)定中,因粉塵過(guò)濾器、碳粉過(guò)濾器與分子篩屬于原料氣預(yù)處理裝置,該部分裝置不影響液化流程模擬,故在模擬過(guò)程中忽略此部分裝置。模擬中主要節(jié)點(diǎn)物料平衡參數(shù)如表3所列。本研究將工藝各節(jié)點(diǎn)模擬結(jié)果與實(shí)際工藝數(shù)據(jù)對(duì)比以驗(yàn)證該模型的準(zhǔn)確性,如表4所列。數(shù)據(jù)對(duì)比結(jié)果表明：關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)模擬數(shù)據(jù)與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)誤差均在10%以內(nèi),該模擬模型準(zhǔn)確可靠。

表3 主要節(jié)點(diǎn)物料平衡參數(shù)物流氣相分率溫度/℃壓力/kPa摩爾流量/ (kmol·h-1)11.000 0 30.002 4009 46021.000 0113.004 8009 4602-11.000 030.104 7909 460A11.000 030.004 6909 460A21.000 0-62.004 6909 460B11.000 0-112.004 6909 460B20.720 2-151.004 6909 46031.000 0-162.501 2107 86240-119.101 2101 59851.000 0-146.501 2107 862LNG0-159.601 2101 598F11.000 0-112.102 3007 862F21.000 027.002 3007 862E11.000 0-84.092 7302 192E21.000 0-149.402 7302 19261.000 0-179.903502 19271.000 0-175.333502 192D10.136 2-159.0023010 32181.000 0-177.503502 192C10.911 130.013 29010 321C20-148.803 29010 321D21.000 027.0023010 32191.000 026.4416310 321101.000 0151.901 56010 321

續(xù)表3物流氣相分率溫度/℃壓力/kPa摩爾流量/ (kmol·h-1)110.998 030.001 55010 321121.000 030.001 5009 69113030.001 500630141.000 085.863 3509 69115031.393 350630160.911 185.123 35010 321170.863 730.003 34010 32118030.003 29091819030.063 350918201.000 030.003 2909 403

表4 關(guān)鍵物流模擬值與運(yùn)行值對(duì)比對(duì)比參數(shù)模擬數(shù)據(jù)運(yùn)行數(shù)據(jù)誤差/%高壓制冷劑出口溫度/℃-148.8-151.01.46至甲醇車間氣體溫度/℃273010.00LNG溫度/℃-159.6-151.05.70一級(jí)壓縮制冷劑溫度/℃151.9147.82.77二級(jí)壓縮制冷劑溫度/℃85.8693.658.32節(jié)點(diǎn)3中y(CO)/%29.0830.494.62節(jié)點(diǎn)3中y(H2)/%62.9968.397.90節(jié)點(diǎn)4中y(CH4)/%96.3993.642.94

2 流程參數(shù)優(yōu)化

2.1 目標(biāo)函數(shù)與約束條件

液化流程中的比能耗反映了生產(chǎn)單位質(zhì)量LNG所做的功,即比能耗越小,整個(gè)系統(tǒng)的性能越優(yōu)[17],計(jì)算公式如下：

(1)

式中：JL為生產(chǎn)單位質(zhì)量LNG的比能耗,kW·h/kg;W1、W2、W3、W4、W5分別為壓縮機(jī)K-100、K-101、K-102、K-103、K-104的能耗,kW·h;W6、W7分別為工質(zhì)泵P-101、P-102的能耗,kW·h;QL為L(zhǎng)NG質(zhì)量流量,kg/h。

ex=hx-h0-T0·(sx-s0)

(2)

式中：ex為工質(zhì)的比火用,kJ/kg;hx和h0分別為工質(zhì)和環(huán)境的比焓,kJ/kg;sx和s0分別為工質(zhì)和環(huán)境的比熵,kJ/(kg·K);T0為環(huán)境溫度,K。

(3)

式中：Ex為工質(zhì)的火用,kW;m為工質(zhì)的質(zhì)量流量,kg/h。

由圖2可知火用平衡方程為：

ΣExin,i=ΣExsup,i+ΣExbr,i

=ΣExef,i+ΣExlin,i+ΣExlout,i

(4)

式中：Exin為輸入系統(tǒng)的火用,kW;Exsup為供給火用,即由具有源作用的物質(zhì)供給系統(tǒng)的火用(如電能),kW;Exbr為帶入火用,即由物質(zhì)帶入系統(tǒng)的火用,kW;Exef為有效火用,可被有效利用的火用,kW;Exlin為內(nèi)部火用損,即系統(tǒng)內(nèi)部不可逆損失消耗的火用,kW;Exlout為外部火用損,即系統(tǒng)向外界排出未被系統(tǒng)利用的火用,kW。

約束條件：換熱冷箱中的最小換熱溫差設(shè)置為3 ℃;壓縮機(jī)入口工質(zhì)無(wú)液相組分,即氣相分率為1;制冷劑壓縮機(jī)與工質(zhì)泵的出口壓力一致;Balance邏輯控件中混合制冷劑各組分摩爾流量之和等于總混合制冷劑摩爾流量。

2.2 優(yōu)化算法及優(yōu)化變量

BOX算法為HYSYS軟件中內(nèi)置的優(yōu)化算法,該算法來(lái)源于非線性規(guī)劃中的單純形法,可以在n維空間中構(gòu)造k個(gè)頂點(diǎn)組成多面體,通過(guò)“反射-收縮”原則逐一計(jì)算比較該多面體各頂點(diǎn)的函數(shù)值,進(jìn)而優(yōu)勝劣汰優(yōu)化求解[18-19]。

在合成氣分離液化工藝流程中,各種高壓設(shè)備管道要求復(fù)雜以及因原料氣和混合制冷劑成分不同帶來(lái)的不同熱力學(xué)性質(zhì),造成了液化工藝優(yōu)化過(guò)程中變量繁多、目標(biāo)函數(shù)非線性的難點(diǎn)。手動(dòng)優(yōu)化工作量大且準(zhǔn)確性低,BOX算法可以通過(guò)復(fù)合形的反射與收縮來(lái)尋求目標(biāo)函數(shù)最優(yōu)解,因此,本研究選用BOX算法對(duì)合成氣液化流程進(jìn)行優(yōu)化。優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù)如表5所列。

表5 BOX算法設(shè)計(jì)參數(shù)允許誤差最大函數(shù)值迭代次數(shù)最大步長(zhǎng)ShiftAShiftB1.00E-051 0001000.050.000 10.000 1

合成氣液化工藝流程復(fù)雜、變量繁多,因此需要針對(duì)合適的變量進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化。本研究以系統(tǒng)最低比能耗為目標(biāo)函數(shù),該液化流程中對(duì)系統(tǒng)能耗影響最大的設(shè)備為原料氣壓縮機(jī)及混合冷劑壓縮機(jī)。研究發(fā)現(xiàn),混合制冷劑的不同配比與壓縮壓力對(duì)壓縮機(jī)的能耗影響很大,因此,針對(duì)混合制冷劑組分配比與壓縮機(jī)出口壓力優(yōu)化壓縮機(jī)能耗,進(jìn)而降低系統(tǒng)比能耗,建立如圖1中優(yōu)化控制模塊,并采用BOX算法進(jìn)行優(yōu)化。

在避免換熱器出現(xiàn)溫度交叉或換熱不敏感情況的前提下,對(duì)混合制冷劑的組分和混合制冷劑循環(huán)一、二級(jí)壓縮壓力進(jìn)行敏感度分析,待優(yōu)化參數(shù)及其上下限值如表6所列。

表6 待優(yōu)化參數(shù)及其上下限值項(xiàng)目一級(jí)壓縮壓力/kPa二級(jí)壓縮壓力/kPaqn(CH4)/(kmol·h-1)qn(C2H4)/(kmol·h-1)qn(C2H6)/(kmol·h-1)qn(C3H8)/(kmol·h-1)qn(iC5H12)/(kmol·h-1)qn(N2)/(kmol·h-1)下限值1 0002 6003 6001 200801 250700800上限值2 5004 0004 8001 9001202 0001 7001 300

2.3 優(yōu)化結(jié)果

在工藝流程滿足約束條件的情況下,依次對(duì)混合制冷劑的組分配比與混合制冷循環(huán)一、二級(jí)壓縮壓力進(jìn)行了優(yōu)化,優(yōu)化前后工藝參數(shù)及制冷劑摩爾流量如表7所列,優(yōu)化前后的混合制冷劑各組分含量如圖3所示。

表7 優(yōu)化前后目標(biāo)變量及優(yōu)化結(jié)果項(xiàng)目一級(jí)壓縮壓力/kPa二級(jí)壓縮壓力/kPaqn(CH4)/(kmol·h-1)qn(C2H4)/(kmol·h-1)qn(C2H6)/(kmol·h-1)qn(C3H8)/(kmol·h-1)qn(iC5H12)/(kmol·h-1)qn(N2)/(kmol·h-1)冷劑流量/(kmol·h-1)優(yōu)化前1 5603 3504 7511 7621361 7767321 16410 321優(yōu)化后1 4873 2423 9001 4951041 3601 5886819 128

由表7和圖3可知,通過(guò)BOX算法優(yōu)化,各變量均取得了較好的優(yōu)化效果?；旌现评鋭┝髁坑?0 321 kmol/h 降至9 128 kmol/h,下降了11.56%;各個(gè)組分摩爾分?jǐn)?shù)均有變化,CH4、C3H8和N2含量明顯下降,C2H4和C2H6的占比較優(yōu)化前變化不大,而iC5H12的含量較原來(lái)上升了10.3個(gè)百分點(diǎn)。這主要是因?yàn)閕C5H12的沸點(diǎn)為27.9 ℃,優(yōu)化前該換熱器在-30～30 ℃內(nèi)換熱效果較差,提高制冷劑中iC5H12的含量能使換熱器在該溫度區(qū)間有更好的換熱效果。冷箱的最小換熱溫差為3.003 7 ℃,滿足優(yōu)化約束條件。優(yōu)化后的各主要節(jié)點(diǎn)狀態(tài)參數(shù)如表8所列。

表8 優(yōu)化后主要節(jié)點(diǎn)物料平衡參數(shù)物流氣相分率溫度/℃壓力/kPa摩爾流量/ (kmol·h-1)11.000 030.002 4009 46021.000 0113.004 8009 4602-11.000 030.104 7909 460A11.000 030.004 6909 460A21.000 0-71.304 6909 460B11.000 0-112.004 6909 460B20.720 2-151.004 6909 46031.000 0-162.501 2107 86240-119.101 2101 59851.000 0-146.501 2107 862LNG0-159.601 2101 598F11.000 0-112.102 3007 862F21.000 029.692 3007 862E11.000 0-84.092 7302 192E21.000 0-151.002 7302 19261.000 0-178.463502 19271.000 0-170.803502 192

續(xù)表8物流氣相分率溫度/℃壓力/kPa摩爾流量/ (kmol·h-1)D10.077 9-159.002309 12881.000 0-177.503502 192C10.748 233.003 1829 128C20-154.503 1829 128D21.000 04.002309 12891.000 03.261639 128101.000 0133.801 4879 128110.846 530.001 4779 128121.000 030.001 4277 72713030.001 4271 401141.000 087.223 2427 72715031.333 2421 401160.877 761.183 2429 128170.742 833.003 2329 12818033.003 1822 34819033.053 2422 348201.000 033.003 1826 780

3 優(yōu)化后主要指標(biāo)評(píng)價(jià)

3.1 換熱器換熱溫差

通過(guò)BOX算法優(yōu)化前后冷箱內(nèi)部冷熱復(fù)合曲線如圖4所示。由圖4可知,優(yōu)化前冷箱換熱時(shí)冷熱流復(fù)合曲線匹配度低,在-110～-10 ℃內(nèi)換熱溫差較大,因此換熱過(guò)程中不可逆熱損失高,優(yōu)化后換熱器中冷熱兩條曲線接近且平滑,在-110～-10 ℃內(nèi)換熱溫差明顯減小,同時(shí)在-159～-110 ℃內(nèi)的冷熱流兩曲線更貼近,表明優(yōu)化后冷熱流復(fù)合曲線匹配度更高,換熱不可逆熱損失更小,因此有利于提高整個(gè)系統(tǒng)的火用效率。

3.2 流程能耗與有效能分析

對(duì)優(yōu)化后數(shù)據(jù)計(jì)算,得到如表9所示火用供給與火用損失的情況,繪制如圖5所示的系統(tǒng)火用流圖。圖5從能量角度直接反映出了該系統(tǒng)的火用利用與火用損失情況,其中動(dòng)力設(shè)備與分餾塔火用損占比較大,共計(jì)28.07%,分離器與換熱器火用損占比較小,共計(jì)7.94%,整個(gè)系統(tǒng)的火用效率為43.04%。

表9 系統(tǒng)火用供給與設(shè)備火用損失kW項(xiàng)目火用供給火用損失原料氣20 246.04K-1006 766.241 317.87K-1012 075.64967.83K-10219 611.973 652.87K-1035 796.281 191.17K-1041 534.67625.95P-10199.6726.59P-10222.028.21E-1001 031.89E-103950.58E-1043 640.11項(xiàng)目火用供給火用損失VLV-1002 731.88VLV-1011 188.06VLV-1022 085.78VLV-103135.18H-13 619.72H-2306.12V-102269.28V-105168.08V-10695.53分餾塔7 976.07

在最佳的液化工藝參數(shù)下,該流程能耗如表10和圖6所示。通過(guò)對(duì)一、二級(jí)壓縮機(jī)出口壓力和制冷劑配比的優(yōu)化,混合制冷劑循環(huán)中一級(jí)壓縮機(jī)能耗降低22.93%,二級(jí)壓縮機(jī)能耗降低19.16%,混合制冷劑工質(zhì)泵的能耗有所增加,整個(gè)液化工藝流程的能耗由43 049.21 kW·h降至35 906.49 kW·h,下降了16.59%。由于同種工質(zhì)在相同壓力與流量的條件下,氣態(tài)工質(zhì)經(jīng)壓縮機(jī)加壓的能耗遠(yuǎn)高于液態(tài)制冷劑經(jīng)冷劑泵加壓的能耗,因此經(jīng)優(yōu)化后冷劑泵的能耗雖有所增加,但系統(tǒng)總功耗顯著降低。在系統(tǒng)能耗降低的基礎(chǔ)上,系統(tǒng)火用效率由37.96%提升至43.04%,提高了5.08個(gè)百分點(diǎn)。

表10 優(yōu)化前后的流程能耗項(xiàng)目總能耗/(kW·h)比能耗/(kW·h·kg-1)火用效率/%優(yōu)化前43 049.211 629.0537.96優(yōu)化后35 906.491 358.7643.04

4 結(jié)論

基于Aspen HYSYS軟件,對(duì)新疆哈密某煤化工工藝過(guò)程中單級(jí)混合制冷劑液化煤制合成氣流程進(jìn)行了數(shù)值模擬,得到了以下結(jié)論：

(1) 采用BOX算法以系統(tǒng)最小能耗為目標(biāo)函數(shù),得到了能耗最低的最優(yōu)冷劑配比：甲烷42.73%(摩爾分?jǐn)?shù),下同)、乙烯16.38%、乙烷1.14%、丙烷14.90%、異戊烷17.40%、氮?dú)?.46%,此時(shí),混合冷劑的一、二級(jí)壓縮壓力分別為1 487 kPa、3 242 kPa。

(2) 在最優(yōu)混合制冷劑配比下,保證LNG產(chǎn)量不變,優(yōu)化后的混合制冷劑循環(huán)量降低了11.56%,系統(tǒng)比能耗降低了16.59%,液化分離工藝換熱性能得到了提升,火用效率提高了5.08個(gè)百分點(diǎn)。

(3) 采用算法模擬及流程火用分析相結(jié)合的方法,能夠優(yōu)化煤化工單級(jí)混合制冷劑液化工藝系統(tǒng),助力煤化工領(lǐng)域?qū)崿F(xiàn)“雙碳”目標(biāo)。