2.1 以非设计工况验证再冷凝器动态模型
模拟过程不考虑工质组分变化，接收站储存LNG组分及BOG测定组分见表 1。
表 1
表 1 再冷凝系统工质组成
Table 1 Material composition of re-condensing system
| 工质 |
工质摩尔分数/% |
| C1 |
C2 |
C3 |
C4 |
C5 |
N2 |
| LNG |
87.43 |
8.34 |
3.24 |
0.53 |
0.4 |
0.06 |
| BOG |
99.34 |
0.03 |
0 |
0 |
0 |
0.63 |
|
表 1 再冷凝系统工质组成
Table 1 Material composition of re-condensing system
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利用该接收站某次单独关闭一台高压泵导致液位快速上升，在关闭了BOG压缩机负载后，用高压补气将液位压回稳定运行区间内的过程，对再冷凝器动态模型进行验证。对现场记录数据进行如下归一化处理，其汇总如图 2所示。
| $
Y\left( i \right)=\frac{X(i)-\text{Min}(X(i))}{\text{Max}(X(i))-\text{Min}(X(i))}
$ |
(18) |
其中，X(i)代表入口LNG流量WLNG、入口BOG流量WBOG、温度ti、高压泵流量Whp、高压NG补气阀门开度VNG和液化L这些变量不同时刻的记录值；Y(i)表示这些变量归一化值，使得这些不同变化范围的变量过程能够完整体现在一张图中。
图 2汇总了该过程中再冷凝器的液位、温度、进气量、进液量、高压补气阀门开度和高压泵流量归一化后的变化趋势。各变量的变化范围见表 2。
表 2
表 2 现场数据各变量变化范围
Table 2 Range of the field data
|
Whp/
(kg·s-1) |
WBOG/
(kg·s-1) |
WLNG/
(kg·s-1) |
WNG/
(kg·s-1) |
L/
m |
ti/
℃ |
| 最大值 |
214 |
1.33 |
11.70 |
0.87 |
0.885 |
-124.6 |
| 最小值 |
159 |
0 |
3.34 |
0 |
0.555 |
-132.4 |
|
表 2 现场数据各变量变化范围
Table 2 Range of the field data
|
全过程依时间顺序可划分为：①首先引起变化的是单停一台高压泵，导致再冷凝器出口流量迅速下降，致使再冷凝器液位快速上升；②由于变动幅度过大，接收站内采取了关停BOG压缩机的操作，希望以截断再冷凝器进料量的方式，达到降低液位的目的；③由于LNG进液管道的自动调节阀门折损等原因，导致进气量下降为0时，进液量无法相应降至0，而是维持了4 kg/s的小流量进液，造成液位加速上升的现象；④根据再冷凝器的相关控制，在达到高控制液位时，需利用高压NG将再冷凝器液位降低；⑤由于之前不断进入的LNG的冷量并没有被相应地吸收，因此再冷凝器内液相部分过冷度越来越大，导致原来用来压低液位的高压NG被迅速液化，反而增大了再冷凝器的液化量，使液位继续上升；⑥在接近高高控制液位的时候，由高压补气线逐渐抬高的再冷凝器压力，配合再冷凝器旁路阀门的调整，逐渐降低了再冷凝器液位；⑦在后续保持低进液量和少量NG补气量的过程中，逐渐使液相温度恢复至饱和温度，再冷凝器液位保持在60%左右。
在充分考虑该再冷凝器实际情况的基础上，建立了可处理非设计工况的再冷凝器动态模型，基于上述过程进行的模型验证结果如图 3~图 8所示。
从图 3可见，在5 min左右，关停一台高压泵，总流量从215 kg/s降至163 kg/s。高压泵流量的模拟值与现场记录值平均偏差小于1%。
由图 4可见，在10 min左右关停了BOG压缩机，进气量逐渐降至0。逐渐关停的过程中模拟值与记录值前后偏差小于1 min。
图 5考虑了接收站运行中阀门折损的因素，导致其无法彻底截断进液量，模型中设定了进液调节阀门的最小导纳大于0。模拟值变化体现了再冷凝器的实际进液情况，在进气量降低的同时，进液量也开始下降，最后稳定在4.5 kg/s左右。
图 6为利用高压补气管路阀门开度的现场记录值验证动态模拟操作中的高压补气量的变化过程。二者的变化趋势相近，由此可以认为，模拟操作较好地还原了实际变化。
由上述对再冷凝器的相关控制操作，最后呈现出如图 7所示的液位变化过程。模拟值与现场记录值最大偏差9.6%，平均偏差5.3%，最高不到高高控制液位，最后液位稳定在60%左右。
图 8为相应的温度变化过程，总体上模拟值与现场值契合，最大偏差1 ℃，平均偏差0.2 ℃，最后液相温度趋于再冷凝器内部饱和温度。
由此验证了所建立的再冷凝器动态模型的可靠性，其可用于深入模拟分析再冷凝器在非设计工况下的表现，并提出有效操作方法，帮助再冷凝器回归设计运行区间，保证接收站的平稳运作。
2.2 利用再冷凝器动态模拟非设计工况结果
前文已经描述过在再冷凝器到达高液位时，若液相区的过冷度过大，用来压低液位的高压补气将被迅速液化，反而增大了再冷凝器的液化量，使得液位继续上升的现象如图 9虚线所示。
为探究该措施存在的风险，利用动态模型模拟了长时间高液位运行之后，再操作高压补气量，使其与对照组相同，重点研究了液位和温度的变化。
由图 9可见，在比对照组迟开高压补气阀门400 s后，由于液相过冷度过大，且进入的高压NG补气量无法使再冷凝器内气相压力快速上升，且还不断被冷凝，导致液位缓慢上升维持了20 min左右，并在最高点处超过了设置的高高控制液位。液相区的温度经历了与对照组相似的变化趋势，在19 min左右达到最低温度-133 ℃，后续过程中，由于液位仍在逐渐增高，4 kg/s的入口LNG流量所能冷凝的BOG逐渐小于高压NG补气量，气相空间越来越多富余的蒸发气使得液相区过冷度缓慢减小。
若发生在实际现场，将引起接收站停运的严重事故。因而在高液位运行时，尤其是液位在85%以上逼近高高控制液位时，需快速做出相应操作，对再冷凝器液位进行调整，包括增大高压补气量、手动调整再冷凝器旁路阀门等，甚至可以利用单停低压输出泵的方式，迅速降低再冷凝器出口压力，降低液位，防止出现再冷凝器停运等重大事故。
在图 2的后续运行中，由于液位逐渐恢复了正常高度，需切断高压补气量，并重新启动BOG压缩机的运行，该过程如图 10所示。图 10显示了动态模拟中再冷凝器的液位、温度、进气量和进液量变化过程。从图 10中可以看出，在恢复了BOG压缩机之后，进气量快速上升，用6 min从零上升至1 kg/s，再冷凝器短时间内无法完全冷凝BOG，使得液位在10 min左右快速下降，之后由于填料层被浸没部分减少，冷凝能力上升，在原先较大的气液配比系数进料量配给下，促使进液量也快速上升，从4 kg/s升至17 min时刻的18 kg/s，从而液位也快速上涨至59%。
此时若不调整气液配比系数，该状态下的进气量所配给的进液量远大于所需进液量，液位仍将上升，期间填料层逐渐被完全浸没，再冷凝器的冷凝能力大大减小，导致再冷凝器内压力升高，进气量不再增长，相应的进液量也趋于不变甚至下降，如图 10中虚线所示。由于进入的LNG冷量得不到释放，液相区温度持续降低，从开始的-125 ℃降至最后的-138 ℃，过冷度不断增大，存在再冷凝器冷凝能力偏移，高压补气操作压力液位失效等非设计工况运行问题。
若在液位恢复到60%左右时，重新设置气液配比系数，使气液进料量的配比符合当前再冷凝器内部的状态(包括较高的液位、较弱的冷凝能力，以及一定的过冷度等)，从而降低进液量至12 kg/s左右，过程中再冷凝器内部压力被过量的BOG逐渐抬高，使得入口BOG流量略微下降至0.9 kg/s，到最后进料气液量重新得到较好匹配，使得再冷凝器液位逐渐稳定在58%左右，再冷凝器液相温度也逐渐上升，从最低-134 ℃恢复至-127 ℃，逐渐接近了再冷凝器内LNG饱和温度，从而使再冷凝器恢复正常工作，模拟结果如图 10中实线所示。
3 结论
针对某LNG接收站再冷凝器运行过程中出现非设计工况的现象，建立了完整考虑再冷凝器运行相关调控参数的动态模型，并利用某次该接收站现场的再冷凝器非设计工况运行数据对模型进行了验证，并分析了造成该次非设计工况出现的原因，包括进液管道自动调节阀门折损，开启高压补气阀门时，液相区过冷度偏大等。进一步利用动态模拟，得出如下结论：
(1) 预测了高液位运行较长时间(400 s)后，再利用原有高压补气量去压低液位，将可能造成液位越过高高控制线，再冷凝器被隔离，接收站停运的事故风险。建议尽量避免高液位运行。若未及时处理出现的高液位，也应使用较大流量的高压补气，防止液位不降反升的现象出现。
(2) 在再冷凝器恢复正常运行的过程中，需注意在截断高压补气管线阀门后，时刻关注液位及温度变化情况，若过冷度过大，应及时调整进料气液配比系数。
本文基于某接收站实际运行情况，运用所建立的再冷凝器动态模型，深入剖析了再冷凝器各运行参数之间的相互关系，为更好地调控再冷凝器，保证接收站的平稳运行提供了科学合理的思路及方法。
符号说明
A－填料层有效换热面积，m2
ap—填料层体表比面积，m2/m3
aw—填料层有效体表比面积，m2/m3
Cp—LNG比定压热容，kJ/(kg·K)
cout—再冷凝器出口管道导纳，(kg·m)0.5
D—再冷凝器直径，m
dp—填料名义尺寸，m
Fr—Froude数
g—重力加速度常数，m/s2
H—再冷凝器总高度，m
hp—填料层换热系数，W/(m2·K)
hc—气相区换热系数，W/(m2·K)
ΔH—再冷凝器出口与高压泵入口高度差，m
ΔHG—气相区焓变量，W
hl—LNG气化潜热，kJ/kg
hcond—气相焓，kJ/kg
hLNG—进液焓值，kJ/kg
hG—进气焓值，kJ/kg
Ja—Jacob数
k—热导率，W/(m·K)
Kr—气相容积压缩系数，(m·s2)-1
Lceil—填料层顶高，m
L—再冷凝器液位，m
Nu—Nusselt数
Pr—Prandtl数
pup—再冷凝器操作压力，Pa
phpi—高压泵吸入压力，Pa
RaL—Raleigh数
Re—Reynolds数
S—再冷凝器圆柱截面积，m2
tLNG—进液温度，℃
tcond—气相温度，℃
tL—液相温度，℃
Wout—出液量，kg/s
WNG—高压补气量，kg/s
WBOG—进气量，kg/s
WLNG—进液量，kg/s
Wcond—冷凝量，kg/s
Wcondp—填料层冷凝量，kg/s
Wcondc—气相区冷凝量，kg/s
WG—总进气量，kg/s
We—Weber数
α—热扩散系数，m2/s
ρ—密度，kg/m3
δ—截面工质通过速率，kg/(m2·s)
μ—黏度系数，kg/(m·s)
ν—运动黏度，m2/s
σ—填料表面张力系数，kg/s
σc—填料临界表面张力系数，kg/s
下标
0、1—计算步长前、后状态
G、L—气相、液相
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刘新凌. 液化天然气接收站再冷凝器系统振动问题研究[D]. 广州: 中山大学, 2014.
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ONDA, TAKEUCHI, OKUMOTO. Mass transfer coefficients between gas and liquid phases in packed columns[J]. Journal of Chemical Engineering of Japan, 1968, 1(1): 56-62. DOI:10.1252/jcej.1.56 |
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2016, Vol. 45