Сравнение данных по хT и lT для установок ожижения метана и воздуха, работающих по теоретическому циклу с простым дросселированием и внешним источником охлаждения

Ожижаемый газ	кДж/кг	i8–i0, кДж/кг	хТ, кг ж.г./кг п.г.	qх=i3–i4, кДж/кг	lТ,кВт·ч/кг СПГ
Воздух	66,16	350,59	0,1888	53,25	0,7387
Метан	316,9	747,8	0,4238	208,81	0,6575

При определении удельных затрат энергии в этом цикле необходимо кроме изотермической работы сжатия газа в компрессоре учитывать и затраты энергии на холодильную машину. В этом случае l_Тбудут равны

, (1.3.13)

где q_уд– удельная холодопроизводительность холодильной машины,кДж/кДж; по данным работы [36], для аммиачной холодильной машины, обеспечивающей температуру предварительного охлажденияТ_х = 223–228 К,q_уд = 1,165 кДж/кДж.

Данные, приведенные в табл. 1.3.2, показывают, что коэффициент ожижения метана при одинаковых параметрах теоретического цикла приблизительно в 2,2 раза выше, чем для воздуха, при приблизительно равных удельных затратах энергии на ожижение каждого изгазов.

Для рассмотренных выше циклов в реальных условиях, когда холодопроизводительность каждого из циклов уменьшается за счет учета теплопритоков из окружающей среды и холодопотерь от недорекуперации, значения коэффициентов ожижения как метана, так и воздуха будут несколько ниже. Однако соотношения между ними, в основном, сохраняются. Приблизительно в два раза возрастут удельные затраты энергии с учетом уменьшения величиных_Ти увеличения работы сжатия газа в компрессоре с учетом отклонения действительного процесса сжатия от изотермического.

В работе [36] приводятся сведения еще о двух вариантах дроссельных циклов: дроссельного цикла с двукратным дросселированием и циркуляцией части газа при промежуточном давлении, а также его модификация, в которой используется дополнительная ступень свнешним источником охлаждения.

Однако эти циклы в связи с повышенной сложностью по сравнению с двумя рассмотренными выше циклами широкого практического применения не получили.

Данные для значений изотермического эффекта дросселирования и коэффициента ожижения метана х_Т для теоретических дроссельных циклов, приведенные в табл. 1.3.1 и 1.3.2, получены для значения давления сжатого метана на входе в ожижитель 20 МПа и давления после дросселирования 0,1 МПа. Как видно из данных табл. 1.3.1 и 1.3.2, эффективность этих циклов даже в реальных условиях будет достаточно высока.

Однако в ряде случаев предлагается использовать данные циклы, в силу их простоты, и для ожижителей ПГ, работающих на использовании перепада давлений на ГРС. Особенность рабочих условий таких ожижителей состоит в том, что давление ПГ, поступающего из магистрального трубопровода, не постоянно и может колебаться в пределах от 7,0 до 2,5 МПа. При этом давление в сети потребления по ГРС тоже может изменяться и это изменение находится в пределах от 0,3 до 1,2 МПа.

Ниже приведены значения Δi_T и х_T, рассчитанные для теоретического цикла ожижения метана с простым дросселированием, при средних значениях давления метана, поступающего на ГРС и после нее, которые были приняты равными соответственно 6,0 и 0,6 МПа на температурном уровне 300 К, тогда Δi_T = 54,03 кДж/кг, х_T = 0,059 .

Однако при снижении давления в магистральном газопроводе до 2,5 МПа и при давлении за ГРС, равном 0,6 МПа, значения этих величин соответственно равны Δi_T = 18,69 кДж/кг, х_T = 0,02 .

Приведенные выше данные по Δi_Tих_Tпоказывают, что даже при поступлении на ГРС ПГ при почти максимальном значениивходного давления коэффициент ожижения в теоретическом цикле не превышает6 %. В действительности для реального цикла эта величина будет еще меньше.

При снижении давления в магистральном газопроводе до 2,5 МПа в реальном простом дроссельном цикле ожижения метана практически не будет, так как при величине q_c = 6 кДж/кг и ΔТ = 5 К – разности температур между потоками на теплом конце теплообменника, суммарные холодопотери составят

.

Как видно, в этом случае , т. е. вся холодопроизводительность цикла будет потрачена на покрытие холодопотерь извне и от недорекуперации.

При рассмотрении двух дроссельных циклов давление метана на входе в криогенный блок принималось равным 20 МПа. То есть в этих случаях такая величина давления может иметь место в условиях месторождения ПГ, где поток ПГ выходит из скважин под высоким давлением, либо такое давление ПГ может быть обеспечено автомобильной газонаполнительной компрессорной станцией (АГНКС), где производится наполнение ПГ автомобильных баллонов под давлением до 20 МПа.

Промышленные ожижительные установки, работающие по вышерассмотренным криогенным циклам, отличаются простотой конструкции, высокой надежностью и удобством эксплуатации. Однако они имеют достаточно высокие энергетические затраты на ожижениеметана и высокую металлоемкость. В этой связи для средних и крупныхожижителей метана такие установки практическинеприемлемы. Наиболее целесообразным является создание по этим цикламожижителей небольшой производительности, так называемых мини-заводов СПГ, на базе АГНКС. Как отмечено в работе [21], в системе ОАО «Газпром» России было создано около 250 АГНКС. Однакотехнологическое оборудование большинства АГНКС используется снезначительной загрузкой, что определяет их экономическую неэффективность. Создание мини-заводов СПГ на базе АГНКС позволяет загрузить производственные мощности АГНКС и вывести их на безубыточный уровень эксплуатации.

Модификацией установок, работающих по дроссельным циклам, являются циклы с включением вихревой трубы. Эти циклы отличает большое разнообразие, определяемое местом включения вихревой трубы или труб, если в цикле используется каскад труб.

Один из возможных вариантов включения в схему ожижительной метановой установки вихревой трубы показан на рис. 1.3.5.

Рис. 1.3.5. Принципиальная схема установки ожижения с дроссельной ступенью и вихревой трубой:

К – компрессор; ТО1, ТО2 – теплообменники; ВТ – вихревая труба; ДВ – дроссельный вентиль; ОЖ – отделитель жидкости

Эта установка состоит из двух ступеней, где первая ступень с внешним источником охлаждения, роль которого в данном случае выполняет вихревая труба.

Поток метана, сжатый в компрессоре К до высокого давления в количестве 1 кг, затем разделяется на два потока g₁ и g₂. Поток g₁ поступает на охлаждение в теплообменник ТО1, а поток g₂ идет на вихревую трубу ВТ. В трубе происходит разделение потока g₂ на две части: g₇ – холодный поток и g₈ – теплый поток. Теплый поток g₈ выводится из установки, а холодный поток g₇ поступает в теплообменник ТО1 в качестве обратного потока, где совместно с потоком низкого давления (1 – g₂ – х), выходящим из концевой дроссельной ступени, используется для охлаждения прямого потока g₁. По выходе из ТО1 поток g₁ = 1 – g₂ поступает в теплообменник ТО2, по выходе из которого дросселируется с помощью дроссельного вентиля ДВ до низкого давления, и образовавшаяся парожидкостная смесь подается в отделитель жидкости ОЖ. Отделившаяся из этого потока жидкая фаза в качестве целевого продукта в количестве х кг отводится из установки, а сухой насыщенный пар в количестве (1 – g₂ – х) кг последовательно подогревается в теплообменниках ТО1 и ТО2. По выходе из теплообменника ТО1 этот поток совместно с потоком g₇ поступает на сжатие в компрессор К. С тем, чтобы в компрессоре сжимался 1 кг метана, к этому потоку добавляется поток (х + g₈) кг.

Оценка эффективности цикла ожижения метана, используемого в установке, показанной на рис. 1.3.5, для теоретического варианта цикла является не совсем правомочной, так как при наличии нулевой разности температур между прямым и обратным потоками, проходящими через теплообменник ТО1, возможно наличие нулевой или даже отрицательной разности температур между этими потоками по высоте данного теплообменника. Это связано с тем, что в указанном теплообменнике обратные потоки (1 – х–g₂) иg₇по количеству могут превышать величину прямого потокаg_1. Таким образом, соотношение между прямым и обратным потоками в ТО1 и определит работоспособность такого теплообменника.

При проведении расчетного анализа основные параметры цикла были приняты такими же, как в вышерассмотренных циклах, т. е. Р₁ = 0,1 МПа;Р₂ = 20,0 МПа;Т₁ = 300 К, но дополнительно были приняты следующие данные: удельный теплоприток из окружающей средыq_c= 10,= 10 К и= 10 К – разности температур между прямым и обратным потоками на верхнем и нижнем температурных уровнях теплообменника ТО1. Для проведения расчетов необходимо располагать величиной охлаждаемой доли потока μ =g₇/g₂,которая была принята по данным работы [36], где показано, что максимальнаяхолодопроизводительность вихревой трубы достигается при μ0,6. Для определения температурного перепада холодногопотока вихревой трубы были использованы данные, приведенные в работе [37], где представлены результаты исследования вихревойтрубы, работающей на метане при низких и высоких давлениях. По данным этой работы, так называемый холодильный КПД, позволяющий учитывать охлаждаемую долю потока μ, равен_Q=, гдеТ_х– степень понижения температуры газа в вихревой трубе, К;Т_s– степень понижения температуры газа при идеальном изоэнтропическом расширении, К.

В работе [37] величина _Qдля давлений 0,6 и 14,3 МПа былаоценена соответственно в 0,24 и 0,35. Тогда, экстраполируя значения_Q для более высоких давлений, в данном случае до 20 МПа, получим_Q= 0,39. Это значение и было принято для дальнейших расчетов. В соответствии с этим степень понижения температуры газа при прохождении через вихревую трубу рассчитывалась как

. (1.3.14)

Принималось, что температуры холодного газа, выходящего из вихревой трубы, и обратного потока, выходящего из теплообменникаТО2, равны и соответствуют температуре газа в точке7_, равнойТ₇ – ΔТ_х.

При принятых выше условиях величина потока g₂, отводимого на вихревую трубу, и коэффициент ожижения метанахмогут быть определены в ходе совместного решения уравнений теплового баланса теплообменника ТО1 и энергетического баланса концевой дроссельной ступени, которые записываются в следующем виде:

(1 – g₂) (i₂ – i₃) + (1– g₂) = (1 –х – g₂ + g₇) ( – ); (1.3.15)

(1 – g₂) i₃ + (1– g₂) =xi₀ + (1 – х – g₂) . (1.3.16)

При совместном решении уравнений (1.3.15) и (1.3.16) для принятых выше условий и при определении ΔТ_хпо уравнению (1.3.14) получимg₂ = 0,70 кг;х= 0,1625.

Полученное значение хпрактически совпадает со значениемх,которое характерно для реального цикла с простым дросселированием.

При построении температурных кривых прямого и обратного потоков для ТО1 получено, что минимальная разность температур между потоками по высоте теплообменника составляет около 9 К. Это свидетельствует о том, что показатели установки, работающей поданному циклу, могут быть несколько улучшены.

В работе [32] показано, что наибольший эффект применения вихревой трубы достигается по сравнению с дросселем в области низких и средних давлений. Наибольшее охлаждение при наличии высоких давлений получают, используя каскадное расширение. При сравнении методов дросселирования и применения вихревой трубы спомощью эксергетического КПД – η_е, вихревая труба в области высоких давлений приблизительно в 2,5 раза эффективнее дросселя. Это связано с тем, что в данном случае эксергетический КПД учитывает не только охлаждение потокаg₇, но и нагревание потокаg₈. Потокg₈ может быть использован и для технологических целей установки ожижения. В частности, для отогрева вымораживателей влаги или регенерации адсорбционного блока осушки метана.

Детандерные циклы. На кафедре криогенной техники СПбГУНиПТбыл выполнен расчетный анализ цикла высокого давления с расширением в детандере части газа применительно к ожижению метана. Предполагалось, что данный цикл ожижения может быть использован на одном из месторождений ПГ при первой очередиперерабатываемого ПГ, поступающего на ожижение, в объеме 0,5 млрд м³/год. Все расчетыпроводились для чистого метана, подаваемого в установку в количестве1 кг, при условии, что поступающий ПГ осушени очищен от примесей, а его давление на входе в установку составляет 16,0 МПа. Принципиальная схема ожижителя показана на рис. 1.3.6.

Рис. 1.3.6. Принципиальная схема ожижителя ПГ, работающего по циклу высокого давления с расширением в детандере части ПГ: Д – детандер; ТО – теплообменник; ДВ – дроссельный вентиль; ОЖ – отделитель жидкости

Природный газ в количестве 1 кг поступает в криогенный блок и делится на две части. Одна часть ПГ (G_д) направляется на расширение в детандер Д, где давление газа при расширении снижается с 16,0 до 0,15 МПа.

Состояние метана в точке 2 соответствует сухому насыщенному пару при Р = 0,15 МПа.

Вторая часть ПГ поступает на охлаждение в теплообменник ТО, где охлаждается до состояния, определяемого точкой 4. Затем этот поток дросселируется, проходя через дроссельный вентиль ДВ, и парожидкостная смесь в состоянии 5 поступает в отделитель жидкости ОЖ, где ожижаемая часть ПГ в виде потока СПГ отводится в емкость для хранения СПГ. Неожиженная часть ПГ при давлении 0,15 МПа отводится из ОЖ и смешивается с потоком газа, расширенным в детандере Д. Смесь этих потоков в виде обратного потока проходит через теплообменник, охлаждая поток (1 – G_д) кг и затем в состоянии 6 выводится из криогенного блока.

При принятых выше условиях адиабатический КПД детандера составляет

,

где i₃ – энтальпия метана в конце адиабатического процесса расширения в детандере от давления 16,0 до 0,15 МПа.

При принятых данных η_ад = 0,73. Разность температур на теплом конце теплообменника ТО была равна 10 К, а теплопритоки извне q_c = 4 кДж/кг. При принятом значении потока G_д определялся коэффициент ожижения х из общего энергетического баланса установки и для определения минимальной разности температур между потоками по высоте теплообменника ТО строились температурные кривые по высоте этого аппарата. Сводные данные расчета приведены в табл. 1.3.3.

Таблица 1.3.3