基于HYSYS的LNG供氣系統氣化設計方案比較

葛冀歡,魏冬亮,韓飛

(招商局金陵船舶(南京)有限公司,南京 210015)

液化天然氣(LNG)與傳統燃料相比,在排放指標上優勢極大,能夠滿足Tier III的排放標準[1]。招商局金陵船舶設計建造的某汽車滾裝船采用雙燃料液化天然氣作為動力,可以減少100%的硫氧化物、92%的氮氧化物、100%的顆粒物和23%的二氧化碳排放[2]。LNG以-163 ℃液態儲存在儲罐中,經氣化、升溫后供給用戶使用,氣化加熱工藝主要通過LNG氣化器來實現,其以熱流媒體為中間介質,將天然氣由液態轉化為氣態[3]。氣化方案不僅需要滿足極端工況下的用戶使用,也適用于各種正常工況,還需要考慮方案的經濟性。此外,由于該船采用的是高壓主機,氣化方案需要同時滿足高低壓用戶的要求。以某7 000 PCTC汽車滾裝船LNG供氣系統為設計對象,初步設計4個供氣系統氣化方案,采用ASPEN HYSYS軟件對不同方案在不同工況下的參數進行模擬計算,對比分析對計算結果,確定最優的氣化方案。

1 初步設計

1.1 7 000 PCTC汽車滾裝船基本資料

某高壓雙燃料7 000 PCTC汽車滾裝船,船長199.9 m,型寬38 m,搭載1臺7S60ME-C10.5-GI-EcoEGR主機,3臺8H22CDF發電機及1臺雙燃料鍋爐。LNG供氣系統設計有2個C型低溫儲罐,單個容量2 000 m3;2個LNG加氣站分別布置在兩舷。主機、發電機、鍋爐的供氣參數見表1。

表1 主機、發電機、鍋爐的供氣參數

1.2 氣化方案

供氣系統設計有1臺高壓氣化器,用于將LNG氣化、升溫后供給主機使用;1臺低壓氣化器,用于滿足發電機和鍋爐的使用。2個氣化器均采用水/乙二醇溶液作為換熱介質,水/乙二醇溶液在氣化LNG時需要釋放大量熱量,因此系統設計有缸套水加熱器和蒸汽加熱器給水/乙二醇加熱,2個加熱器串聯使用。正常工況下,主機缸套水加熱器的熱量可以滿足氣化的需求,在主機負荷較低時,蒸汽會對水/乙二醇進行二次加熱,確保供氣系統正常工作。

由于LNG儲罐不是完全絕熱的,因此其中的LNG會自然吸熱氣化,其氣化時體積會增加約600倍,從而使得罐內壓力升高[5],極端情況下會導致儲罐超壓,為此,采用BOG(boil off gas)壓縮機,將自然氣化的天然氣加壓后供給低壓用戶使用。由于BOG壓縮機無法承受低溫介質,因此設計有BOG預加熱器,將天然氣加熱后送入BOG壓縮機,同時BOG壓縮機工作時需要冷卻,天然氣被近似絕熱壓縮后也需要冷卻。為了滿足BOG系統的正常工作,水/乙二醇系統需要加熱BOG預加熱器,同時需要冷卻BOG冷卻器。水/乙二醇在冷卻BOG冷卻器時會吸收大量熱量,因此系統設計有低溫淡水冷卻器用于冷卻水/乙二醇溶液。

基于以上需求,設計4個供氣系統氣化方案。

1)方案一。采用1套水/乙二醇系統,分為高壓、低壓2個支路,其系統原理圖見圖1。

圖1 方案一系統原理示意

2)方案二。采用一套水/乙二醇系統,分為加熱、冷卻2個支路,其系統原理圖見圖2。

圖2 方案二系統原理示意

3)方案三。采用兩套水/乙二醇系統,分為高溫和低溫,其系統原理圖見圖3。

圖3 方案三系統原理示意

4)方案四。采用兩套水/乙二醇系統,分為高壓和低壓,其系統原理圖見圖4。

圖4 方案四的系統原理圖

2 基于ASPEN HYSYS的模擬計算

2.1 模擬4個典型工況

1)工況一。主機在燃油模式下工作,BOG壓縮機工作以維持LNG儲罐內壓力穩定。根據LNG儲罐的溫度場計算,單個罐體表面積約為1 100 m2,罐體表面包裹有330 mm厚聚氨酯保溫層,導熱系數0.023 W/(m·K),當環境溫度為45℃時,傳熱功率約為18 kW,BOG的生成率為0.44%/d。LNG儲罐的設計極限裝載率為89.3%,考慮2個儲罐滿載的極限工況,BOG最大生成量約為277 kg/h。

2)工況二。所有主機、發電機、鍋爐滿負荷工作的極限工況,BOG壓縮機不工作。此時高壓耗氣量2 000 kg/h,低壓耗氣量1 050 kg/h。

3)工況三。正常航行工況,主機在70%負荷下工作,本船設計有軸帶發電機,在正常工況下可以滿足全船用電負荷,發電機不需要工作,鍋爐滿負荷工作,BOG壓縮機不工作。此時高壓耗氣量1 400 kg/h,低壓耗氣量90 kg/h。

4)工況四。正常航行工況,主機在70%負荷下工作,發電機不工作,由BOG壓縮機供給鍋爐滿負荷工作,用于穩定LNG儲罐內壓力。此時高壓耗氣量1 400 kg/h,低壓耗氣量90 kg/h。

2.2 流程在模擬時的簡化

為了保證系統的安全,其冗余設計較多,但在實際正常使用時備用設備并不工作,因此在模擬時忽略一些與結果無關的設備,具體如下。

1)不考慮備用的水/乙二醇泵和G/W冷卻水換熱器。

2)由于蒸汽加熱器僅在缸套水熱量不夠時補充使用,正常情況下并不使用,因此不考慮蒸汽加熱器。

3)不考慮膨脹水箱。

4)BOG冷卻器包含了BOG壓縮機的冷卻和壓縮后天然氣的冷卻。

5)不考慮空調、冷藏的LNG冷能回收設計[6-7]。

2.3 模擬參數設定

流程選擇Peng-Robinson物性包進行描述[8],水/乙二醇溶液中乙二醇體積分數為50%,天然氣的組成見表2。

表2 天然氣的組成及標準體積分數 %

各換熱器的進出口參數設定見表3。

表3 各換熱器的進出口參數設定 ℃

2.4 模擬流程的建立

根據各方案的系統原理,結合前述簡化原則,在ASPEN HYSYS中組合泵、壓縮機、換熱器等模塊,建立各方案流程,見圖5～8。

圖5 方案一的模擬流程

圖6 方案二的模擬流程

圖7 方案三的模擬流程

按照表2設定LNG的物性參數,參考文獻[9],在軟件的工藝流程選項中定義相應的設計規范,讓流程自動計算各支路水/乙二醇以及低溫淡水、缸套水的流量,對各工況下的參數進行模擬計算。

3 模擬結果對比分析

3.1 水/乙二醇系統的流量

各工況下每種方案中的各換熱器的水/乙二醇流量見表4。

表4 不同方案換熱器在各工況下的水/乙二醇流量 kg/h

各方案在各工況下水/乙二醇泵的流量見表5。

表5 各方案在各工況下水/乙二醇泵的流量 kg/h

3.2 低溫淡水和缸套水的流量

各方案在各工況下低溫淡水和缸套水的流量見表6。

圖8 方案四的模擬流程圖

表6 各方案在各工況下低溫淡水和缸套水的流量 kg/h

3.3 氣化方案綜合對比分析

各方案在同一工況下,天然氣的流量相同,因此各方案水/乙二醇的總流量沒有太大區別,根據模擬結果總結各方案的特點如下。

1)方案一。工況一時僅低壓支路工作,其他3個工況時2個支路均工作,僅采用2臺G/W循環泵,1用1備,節約成本。但在工況一時泵的流量百分數太低,靠泵變頻控制無法滿足該流量,需要設計旁通支路,控制比較復雜。G/W冷卻器在工況二、三時給水/乙二醇加熱,在工況一、四時給水/乙二醇加熱,控制比較混亂,不利于監測、維護。其低溫淡水最大流量較大,且在不同工況下低溫淡水的流量相差很大,對于低溫淡水系統設計帶來困難。

2)方案二。在所有工況下高溫支路均工作,在工況一、四時低溫支路工作,僅采用2臺G/W循環泵,1用1備,節約成本。但在工況一時泵的流量百分數太低,靠泵變頻控制無法滿足該流量,需要設計旁通支路,控制比較復雜。其在不同工況下缸套水的流量相差很大,對于高溫淡水系統設計帶來困難。

3)方案三。在工況一時僅低壓循環系統工作,在工況二、三時僅高溫循環系統工作,在工況四時2個系統均工作,采用4臺G/W循環泵,2用2備,初期成本較高。在不同工況下,2個G/W循環泵的流量均可以靠變頻控制來實現,控制簡單。其低溫淡水和缸套水流量在不同工況下差距較小,高/低溫淡水系統設計簡單。

4)方案四。在工況一時僅低溫循環系統工作,在其他3個工況時2個循環系統均工作,采用4臺G/W循環泵,2用2備,初期成本較高。G/W冷卻器在工況二、三時給水/乙二醇加熱,在工況一、四時給水/乙二醇加熱,控制比較混亂,不利于監測、維護。其低溫淡水最大流量較大,且在不同工況下低溫淡水的流量相差很大,對于低溫淡水系統設計帶來困難。

方案三、四相較于方案一、二增加了2臺水/乙二醇循環泵,但該泵流量和壓頭均較小,因此增加的成本較低。工況三為該船舶正常航行最常使用的工況,在這個工況下,方案一、二、三僅單臺G/W循環泵工作,方案四需要2臺同時工作。

綜合以上分析,從經濟性、常用工況下的設備運行狀態、控制難度、檢測方便程度,以及對高/低溫淡水系統設計難度的程度對比分析,方案三為最優的設計方案。

4 結論

1)從經濟性角度來看,方案一、二較好,方案三、四成本有少量增加。

2)從工況三這個常用工況下的設備運行狀態來看,方案一、二、三僅單臺G/W循環泵工作,方案四需要兩臺同時工作,方案四有劣勢。

3)從控制和運行檢測難度和對高/低溫淡水系統設計難度來看,方案三最優,其他方案均存在一些問題。

4)綜合考慮,方案三為最優的設計方案,項目最終采用方案三。