- •Федеральное агентство по образованию
- •Предисловие
- •1. Ожижение природного газа Введение
- •1.1. Характеристика природных газов, используемых для получения сжиженного природного газа
- •Составы газовых и газоконденсатных месторождений ряда газоносных и нефтегазовых регионов России
- •Состав природных (попутных нефтяных) газов
- •Состав пг некоторых зарубежных месторождений
- •Показатели, которым должны удовлетворять газы, транспортируемые по магистральным газопроводам
- •1.2. Очистка и осушка природных газов
- •Физические свойства основных компонентов природного газа
- •Показатели качества сжиженного природного газа
- •Теплофизические характеристики адсорбентов и параметры их регенерации
- •1.3. Сжижение метана
- •Результаты расчетов теоретического цикла ожижения газа с простым дросселированием
- •Сравнение данных по хT и lT для установок ожижения метана и воздуха, работающих по теоретическому циклу с простым дросселированием и внешним источником охлаждения
- •Результаты расчета детандерного цикла ожижения метана при различных значениях Gд
- •Сводные данные расчета установки ожижения метана
- •Сводные данные расчета установки ожижения метана
- •Сводные данные расчета установки ожижения метана
- •Сравнение значений х для ряда циклов ожижения метана
- •Основные результаты расчетного анализа установок получения спг, работающих по различным циклам ожижения
- •Циклы ожижения метана
- •Значения основных параметров криопродуктов, используемых в трехкаскадной установке ожижения пг
- •Параметры узловых точек для потоков в отдельных циклах каскада
- •Сводные данные по расчету процесса прямоточной конденсации в водяном холодильнике
- •Сводные данные по определению материальных потоков, выходящих из водяного холодильника и теплообменников то1–то3
- •Параметры основных точек потоков, проходящих через аппараты ожижителя
- •Сводные данные по расчету теплообменников то2–то4 ожижителя пг
- •1.4. Ожижители природного газа и крупные заводы по производству сжиженного природного газа
- •Сравнительная характеристика ожижителей пг, работающих по дроссельному циклу с включением холодильной машины или внешнего холодильного контура на сха
- •Сравнительные технико-экономические характеристики установок производства спг на грс и агнкс, приведенные к производительности 600 кг спг/ч
- •Техническая характеристика установок ожижения пг на базе внешних холодильных циклов
- •Техническая характеристика ожижителей пг на базе детандерных циклов
- •Некоторые из ожижителей пг, созданные фирмой «Линде» и введенные в эксплуатацию в сша
- •Список литературы
- •2.Утилизация холода сжиженного природного газа при регазификации Введение
- •2.1. Основные направления утилизации холода сжиженного природного газа
- •2.2. Применение холода сжиженного природного газа для ожижения газообразных криопродуктов
- •2.3. Использование холода сжиженного природного газа для повышения эффективности работы отдельных узлов вру
- •2.4. Воздухоразделительные установки для получения жидких криопродуктов, использующие холод сжиженного природного газа
- •Основные показатели установок с азотным циркуляционным циклом, предназначенных для получения продуктов разделения воздуха в жидком виде
- •Данные, характеризующие эффективность применения процесса низкотемпературного сжатия в вру, использующих холод спг
- •Данные, характеризующие работу вру для одновременного получения жидких и газообразных криопродуктов при различных режимах работы
- •ХарактеристикаВру с использованием холода спг, эксплуатирующихся в Японии
- •2.5. Утилизация холода сжиженного природного газа в установках разделения воздуха, получающих газообразные криопродукты
- •Список литературы
- •Заключение
- •Содержание
- •196006, Санкт-Петербург, ул. Коли Томчака, дом 28
Значения основных параметров криопродуктов, используемых в трехкаскадной установке ожижения пг
Криопродукт |
Давление конденсации, МПа |
Температура конденсации, К |
Температура кипения, К |
Тх, К |
NH3 |
1,0 |
298 |
239 |
– |
C2H4 |
1,86 |
243 |
169,4 |
4,0 |
CH4 |
2,45 |
172 |
111,5 |
2,0 |
__________
ΔТх – разность температур между потоками на холодном конце конденсаторов-испарителей КИ1 и КИ2.
Значение разности температур между прямым и обратным потоками на теплом конце теплообменников ТО2–ТО5 было принято равным и составляло 5 К. Температура сжатых криопродуктов на выходе из компрессоров К1–К3 равнялась 300 К.
Тогда в соответствии с обозначениями потоков и узловых точек циклов, приведенных на рис. 1.3.11, доля жидкости или коэффициент ожижения хприродного газа на выходе из отделителя жидкости ОЖ составит
(1.3.31)
В данном случае х=GСПГ, а доля пара. Величина циркуляционного потокаможет быть определена из совместного решения уравнений теплового баланса теплообменников ТО4 и ТО5
(1.3.32)
и теплового баланса конденсатора-испарителя КИ2
. (1.3.33)
При решении уравнений (1.3.32) и (1.3.33) определяются величина потока и энтальпия потока метанаi13на выходе из теплообменников ТО4 и ТО5. При этом принимается доля потока С2Н4,равная n, которая направляется из конденсатора-испарителя КИ2 втеплообменник ТО4. В данном случае величинаnбыла принята равной 0,5.
Определение количества аммиака , циркулирующего в аммиачном цикле, производится из совместного решения уравнений теплового баланса теплообменников ТО2 и ТО3
(1.3.34)
и теплового баланса конденсатора-испарителя КИ1
. (1.3.35)
При совместном решении уравнений (1.3.34) и (1.3.35) определяются величина потока и энтальпия потока этиленаi7на выходе из теплообменников ТО2 и ТО3.
Расход охлаждающей воды, затрачиваемой в теплообменнике ТО1 на охлаждение и конденсацию аммиака, определяется из уравнения теплового баланса теплообменника ТО1, который без учета теплопритока из окружающей среды имеет следующий вид:
. (1.3.36)
В табл. 1.3.11 приведены параметры всех узловых точек для потоков, проходящих в отдельных циклах каскада.
Таблица 1.3.11
Параметры узловых точек для потоков в отдельных циклах каскада
Криопродукт цикла |
Точки |
Давление, МПа |
Температура, К |
Энтальпия, кДж/кг |
NH3 |
1 2 3 4 5 |
1,0 1,0 0,10 0,10 0,10 |
300 298 239 239 295 |
1470,53 297,28 297,28 1400,55 1524,07 |
C2H4 |
6 7 8 9 10 11 |
1,86 1,86 1,86 0,10 0,10 0,10 |
300 243 243 169,4 169,4 295 |
635,84 513,36 188,42 188,42 481,51 656,94 |
CH4 |
12 13 14 15 16 17 0 |
2,45 2,45 2,45 0,10 0,10 0,10 0,10 |
300 185,2 171,4 111,5 111,5 295 111,5 |
1176,98 886,63 524,30 524,30 796,10 1189,11 285,6 |
В результате проведенных расчетов материальные потоки, циркулирующиев этиленовом и аммиачном циклах, равныипри.
Расход воды, поступающей на охлаждение и конденсацию аммиака, определяется из теплового баланса теплообменника ТО1, который имеет следующий вид: , где– разность температуры воды между выходом и входом в теплообменник ТО1.
При температуре входа Н2О, равной 293 К, и выхода 298 К,= 5 К,составит 20,4 кг.
Удельные затраты энергии на сжижение метана в этом случаескладываются из трех составляющих:, где– удельные затраты энергии соответственно в циклахNH3, C2H4иCH4на ожижение метана (ПГ), кВтч/кг СПГ. При значении изотермического КПД для компрессоров каждого из циклов, равного 0,6,.
В работе [25] рассмотрены различные модификации установок такого типа, включающих большее число каскадов, а также каскадных циклов с различными комбинациями хладагентов, например, "пропан-этан-метан" или "вода-аммиак-этилен-метан" и др.
В работе [49] приведен расчет одного из возможных вариантов каскадной установки, включающей циклы пропана, этилена и метана, где каждый цикл работает при нескольких значениях давлений хладагента.
Анализируя эффективность установок такого типа авторы работы [25] приходят к заключению, что их отличают повышенная сложность, громоздкость оборудования, необходимость наличия нескольких хладагентов, но несмотря на сравнительно высокий коэффициент ожижения и низкие энергетические затраты все вышесказанное существенно удорожает установку. В связи с этим схема сжижения ПГ может быть оправдана лишь при большой производительности завода при давлении газа, поступающего в установку, порядка 0,15 МПа.
В работе [25], где рассматривается возможность использования различных криогенных циклов для сжижения метана, приводятся данные различных вариантов применения каскадного цикла ожижения. В частности отмечено, что в 1959 г. Ж. Лурье предложил один из вариантов каскадного цикла сжижения ПГ, который включал 7 каскадов – холодильных циклов на пропане, этане и метане. В этом цикле пропан конденсируется водой или воздухом, охлаждая природныйгаз до Т = 236 К, и конденсирует этан. Этан охлаждается до 190 К иконденсирует метан. Метан сжижает ПГ приТ= 116 К, при которой хранится в сжиженном виде.
Могут быть использованы и другие комбинации веществ, например "вода-аммиак-этилен-метан" или "вода-пропан-этилен-метан-азот".
Однако несмотря на наличие малой необратимости отдельных процессов, что обеспечивает относительно низкие энергетические затраты на ожижение ПГ, каскадный цикл отличают достаточная сложность и громоздкость оборудования, что связано с необходимостью иметь несколько рабочих веществ для его реализации.
В 1956 г. А.П. Клименко [19, 50] разработал и предложил использовать для ожижения ПГ однопоточный каскадный цикл, в котором рабочим веществом является смесь углеводородных газов с различными температурами кипения. Этот цикл совмещает термодинамические преимущества рассмотренного выше многоступенчатого каскадного цикла и конструктивную простоту регенеративного дроссельного цикла.
Один из возможных вариантов ожижителя ПГ, работающего по одноступенчатому циклу ожижения, приведен в работах [49, 51]. На рис. 1.3.12 дана принципиальная схема этой установки.
Рабочим веществом однопоточного цикла является смесь азота, метана, этилена и пропана. Эта смесь сжимается в турбокомпрессоре ТК и охлаждается водой в водяном холодильнике ВХ. В результате охлаждения конденсируется часть смеси, в основном состоящая из пропана. Образовавшийся конденсат отделяется в отделителе жидкости ОЖ1 и затем охлаждается в теплообменнике ТО1 с последующим дросселированием в межтрубное пространство этого аппарата. На входе в теплообменник ТО1 этот поток смешивается с обратным потоком, выходящим из теплообменника ТО2, и охлаждает прямые потоки, поступающие в теплообменник ТО1. По выходе из теплообменника ТО1 обратный поток поступает на сжатие в турбокомпрессор ТК. Из циркулирующей в установке смеси после охлаждения в теплообменнике ТО1 частично конденсируются этилен и пропан и поступают на отделение в отделитель жидкости ОЖ2.
Рис. 1.3.12. Принципиальная схема установки ожижения ПГ, работающей по однопоточному каскадному циклу:
ТК – турбокомпрессор; ВХ – водяной холодильник; ТО1, ТО2, ТО3, ТО4 – теплообменники; ОЖ1, ОЖ2, ОЖ3 – отделители жидкости; СБ – сборник жидкости
Из отделителя жидкости ОЖ2 жидкость поступает на переохлаждение в теплообменник ТО2, по выходе из него дросселируется в межтрубное пространство теплообменника ТО2 и к ней подсоединяется обратный поток смеси, выходящий из теплообменника ТО3.
Прямой поток смеси, охлажденной в теплообменнике ТО2, вкотором при охлаждении частично конденсируются этилен и метан, поступает в отделитель жидкости ОЖ3, откуда ожиженный поток смеси подается на переохлаждение в теплообменник ТО3. Переохлажденная жидкость по выходе из этого аппарата дросселируется, смешивается с обратным потоком, выходящим из теплообменника ТО4, и поступает в теплообменник ТО3 для охлаждения прямых потоков, проходящих через этот аппарат. Из прямого потока в теплообменнике ТО3, при его охлаждении, конденсируются метан и остаток этилена и затем этот поток переохлаждается в теплообменнике ТО4, по выходе из которого дросселируется в его межтрубное пространство. Этот поток по выходе из теплообменника ТО4 последовательно проходит через теплообменники ТО3–ТО1, смешиваясь при входе в каждый из них с потоком конденсированной смеси после ее дросселирования, и затем суммарный поток смеси поступает на сжатие в турбокомпрессор ТК.
Природный газ последовательно охлаждается в теплообменниках ТО1–ТО4 и дросселируется в сборник жидкости СБ. Из сборника неожиженная часть поступает на сжигание, а СПГ – потребителю.
Обычно расчет установок такого типа строится из предположения циркуляции удельного расхода смеси, равного В= 1 моль. В результате расчета определяется удельная величинаСПГ, которая может быть в качестве целевого продукта выведена изустановки потребителю.
Ниже приведена последовательность такого расчета применительно в примеру, данному в работе [49], где циркуляционный газ являлся смесью N2,CH4,C2H4 и С3Н8.
При этом ряд параметров, принятых для расчета, был взят таким же, как и в примере расчета, приведенного в работе [49].
Молярный состав циркуляционной смеси составляет, моль: СН4– 0,36; С2Н4– 0,12; С3Н8– 0,5;N2– 0,02.
Давление смеси после турбокомпрессора равно 3,0 МПа, а давление ПГ, подаваемого на ожижение, – 4,0 МПа. Природный газ принимается в видечистого метана.
Температуры по выходе из водяного холодильника и теплообменников ТО1–ТО4 циркулирующей смеси и ПГ приведены в табл. 1.3.12.Там же приведены и значения констант фазового равновесия отдельных компонентов циркуляционной смеси при этих температурах.
Таблица 1.3.12
Значения констант фазового равновесия при Р = 3,0 МПа для компонентов циркуляционной смеси по выходе из ВХ и ТО1–ТО4
Компонент смеси |
Константы фазового равновесия | |||
303 К |
238 К |
178 К |
120 К | |
СН4 С2Н4 С3Н8 N2 |
5,4 1,8 0,4 – |
2,6 0,65 0,067 – |
0,8 0,09 0 – |
0,1 0 0 0,75 |
Значение недорекуперации на теплом конце теплообменников принято равным 5 К.
Смесь, циркулирующая в цикле, последовательно проходит водяной холодильник ВХ и теплообменники ТО1–ТО4. При этом в каждом из этих теплообменных аппаратов осуществляется частичная конденсация смеси с образованием конденсата.
Процессом частичной конденсации является прямоточная конденсация, и величина конденсата определяется конечной температурой охлаждения смеси в теплообменнике.
В соответствии с методикой расчета этого процесса, которая приведена в работе [20], принимается количество конденсата L, получаемого после охлаждения потока циркуляционной смеси в теплообменном аппарате, который затем отделяется в соответствующем отделителе жидкости. По уравнению (1.3.37), исходя из состава смеси, поступающей в рассчитываемый теплообменный аппарат, с использованием констант фазового равновесия определяется доля каждого компонентаliв конденсате. Проверкой правильности принятогозначения L является выполнение равенства, при котором . Еслиэто равенство не соблюдается, то принимается новое значениеLи расчет повторяется до получения нового значенияи его сравнения со вторым значениемL, принятым для расчета.
Определение значений li производится по следующей зависимости:
, (1.3.37)
где mi– количествоi-го компонента в смеси, поступающей в соответствующий теплообменный аппарат.
Данные по результатам расчета величины L, получаемой вводяном холодильнике ВХ при охлаждении в нем разделяемой смесиприРсм= 3,0 МПа, значенияхмоль;моль,моль и выделенной в отделителе жидкости ОЖ1, приведены в табл. 1.3.13.
Таблица 1.3.13