Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современный уровень развития малотоннажного производства СПГ 14
1.1. Установки высокого давления с дросселированием и предварительным охлаждением 14
1.2. Установки среднего давления
1.2.1. Установки среднего давления с контуром охлаждения на сырьевом природном газе 19
1.2.2. Установки с внешним азотным охлаждением
1.3. Циклы, основанные на использовании смешанного хладагента (СХА) 35
1.4. Выводы по главе 1 47
Глава 2. Методика энтропийно-статистического анализа малотоннажных установок ожижения природного газа 49
2.1. Современные методы анализа термодинамической эффективности криогенных установок 49
2.2. Термодинамические основы энтропийно-статистического анализа малотоннажных установок ожижения природного газа 53
2.3. Исходные данные и определение основных характеристик рабочего цикла установки 55
2.4. Определение изотермической и адиабатной работы сжатия компрессора 56
2.5. Энтропийно-статистический анализ распределения затрат энергии в контуре природного газа (ПГ) 59
2.6. Особенности энтропийно-статистического анализа распределения затрат энергии в цикле с предварительным охлаждением парокомпрессионной холодильной машины (ПКХМ) 64
2.7. Выводы по главе 2 69
Глава 3. Энтропийно-статистический анализ существующих малотоннажных установок ожижения природного газа 71
3.1. Анализ термодинамической эффективности установок, работающих по простому дроссельному циклу высокого давления с предварительным охлаждением на уровне 233 К (минус 40 С) для условий работы на чистом метане 71
3.2. Влияние исходных примесей в природном газе на эффективность установок, работающих по простому дроссельному циклу высокого давления с предварительным охлаждением на уровне 233 К (минус 40 С) 87
3.3. Анализ термодинамической эффективности установки, работающей по дроссель-эжекторному циклу высокого давления с предварительным охлаждением на уровне 203 К (минус 70 С) 96
3.4. Анализ термодинамической эффективности малотоннажной установки сжижения природного газа, работающей по циклу среднего давления 104
3.5. Выводы по главе 3 119
Глава 4. Исследование и разработка малотоннажных установок СПГ . 121
4.1. Энтропийно-статистический анализ эффективности установки, работающей по циклу высокого давления с дроссель-эжектором и предварительным охлаждением на уровне 233 К (минус 40 С) для условий работы на чистом метане 121
4.2. Анализ влияния исходных примесей в природном газе на эффективность установки, работающей по дроссель-эжекторному циклу 135
4.3. Сопоставление эффективности дроссельного и дроссель эжекторного цикла в зависимости от изменения состава входящего природного газа 138
4.4. Создание установки сжижения природного газа производительностью 1 т/ч, работающей по дроссель-эжекторному циклу 140
4.5. Анализ термодинамической эффективности работы установки на основе данных промышленной эксплуатации 145
4.6. Энтропийно-статистический анализ установки с двумя дроссель-эжекторными ступенями и отдувкой низкокипящих компонентов 151
4.7. Выводы по главе 4
156
Глава 5. Перспективы развития малотоннажных установок ожижения природного газа 158
5.1. Разработка и исследование роторного волнового криогенератора (РВКГ) для малотоннажных установок сжижения природного газа.. 158
5.1.1. Анализ принципов энергообмена в известных конструкциях «безмашинных» и низкооборотных РВКГ 159
5.1.2. Нелинейная газодинамическая модель расчета процессов в РВКГ 184
5.1.3. Экспериментальное исследование РВКГ 196
5.1.4. Сопоставление экспериментальных данных и результатов расчета согласно нелинейной математической модели 209
5.2. Энтропийно-статистический анализ термодинамической эффективности установки среднего давления с РВКГ для условий ГРС 216
5.3. Энтропийно–статистический анализ термодинамической эффективности установки высокого давления с предварительным охлаждением в каскадной холодильной машине и дроссель-эжектором 221
5.4. Энтропийно–статистический анализ эффективности установки с внешним азотным рефрижераторным детандерным циклом 225
5.5. Сопоставление эффективности наиболее известных циклов сжижения ПГ на смешанных хладагентах (СХА) с помощью метода энтропийно статистического анализа 232
5.6. Оценка термодинамической эффективности современных малотоннажных установок сжижения природного газа 241
5.7. Выводы по главе 5 243
Общие выводы и заключение 245
Список сокращений и условных обозначений 247
Список литературы
- Установки с внешним азотным охлаждением
- Термодинамические основы энтропийно-статистического анализа малотоннажных установок ожижения природного газа
- Влияние исходных примесей в природном газе на эффективность установок, работающих по простому дроссельному циклу высокого давления с предварительным охлаждением на уровне 233 К (минус 40 С)
- Создание установки сжижения природного газа производительностью 1 т/ч, работающей по дроссель-эжекторному циклу
Установки с внешним азотным охлаждением
Применительно к сжижению природного газа цикл Клименко получил самое широкое распространение. Пожалуй, в наибольшем количестве малотоннажных установок СПГ в мире используется процесс, запатентованный фирмой APCI (Air Products and Chemicals Inc. США) под аббревиатурой SMR (MR, MCR), в котором фактически реализуются идеи А.П. Клименко. На Рис. 1.24 показана схема процесса ожижения с использованием одного многоступенчатого компрессора и на одном СХА, который состоит из азота, метана, этана, пропана, бутана и пентана. После концевого охладителя компрессора сконденсированные высококипящие компонеты (в основном пропан + бутан+пентан) дросселируются на первой ступени охлаждения. На второй ступени дросселируется жидкая фаза обогащенная этаном. Третья ступень охлаждения реализует процесс дросселирования преимущественно смеси азота и метана.
Схема цикла с тремя дроссельными ступенями охлаждения, одним компрессором и на одном СХА (SMR - Single Mixed Refrigerant) Дросселирование жидкой фазы осуществляется после охлаждения в теплообменных аппаратах, что определяет более высокую эффективность SMR процесса по сравнению с классическим циклом Клименко [82, 175].
Следует отметить, что все мировые лидеры криогенной промышленности имеют собственные запатентованные технологии СПГ на СХА, реализующие цикл Клименко в той или иной модификации. Одной из первых установок предназначенных для производства СПГ экспортного назначения была установка использующая технологию PRICO (“Poly refrigerant integral-cycle operations” – многококомпонентный одноцикловый процесс) – процесс с дроссельным циклом на СХА с одним значением давления расширения и одним температурным уровнем расширяемого хладагента. В состав СХА входит метан (20-26 %), этан (20-40 %), пропан (2-12 %), бутан (6-24 %), пентан (2-20 %) и азот (до12 %). Принципиальная схема процесса представлена на Рис. 1.25.
Отличительной чертой данной технологии является наличие впрыска и распыления жидкой фазы СХА под давлением непосредственно в криогенный теплообменник для интенсификации процесса теплообмена. Реализация процесса одноступенчатого охлаждения предопределяет относительно высокие (для циклов на СХА) удельные затраты электроэнергии – 0,4 кВтч/кг СПГ. Впервые данная технология была использована на трех нитках завода СПГ «Skikda GL1K Phase II» Алжир (Африка). Сейчас рекомендуется к использованию на небольших заводах предназначенных для покрытия пиковых нагрузок [82, 176].
Другая известная фирма Shell Global Solutions запатентовала [82, 133] процесс с одним внешним циклом на СХА (Рис.1.26) В цикле предусмотрен теплообменник, предназначенный для организации предварительного охлаждения потока СХА путем дросселирования жидкой фазы высококипящих компонентов ПГ до давления всасывания второй ступени компрессора (15-30 бар). Дросселирование на низкотемпературной ступени охлаждения осуществляется до давления 2-3 бара. Рис. 1.26. Схема цикла с двумя уровнями давления расширения СХА
Это обстоятельство приводит к уменьшению расхода энергии вследствие уменьшения степени сжатия в компрессоре. В состав СХА входят азот (около 2 %), углеводороды С1-С3 (около 75 %) и углеводороды С4+ в количестве до 25 %. Технология рекомендована для установок малой и средней производительности и небольших морских платформ. Фирма Technip является владельцем технологии под названием TEALARC, представляющим собой процесс с дроссельным циклом на одном СХА и двумя уровнями давлений (Рис. 1.27). В данной технологии используется двухступенчатый компрессор где осуществляется сжатие СХА до 37,5 бар и четыре ступени охлаждения. Рис. 1.27. Схема цикла с двумя давлениями расширения одного СХА и четырехступенчатым охлаждением
После каждой ступени производится сепарация жидкой фазы с последующим дросселированием с возвратом в обратный поток соответствующего давления. Проходя многоступенчатое дросселирование паровая фаза СХА обедняется низкокипящими компонетами. На последней ступени дросселируется практически смесь метана и азота, чем обеспечивается переохлаждение ПГ перед окончательным расширением [82, 164].
Процесс LNG plant technology (технология для завода СПГ), разработанный английской фирмой Costain Oil, Gas and Process Ltd., отличается от традицонной SMR- технологии наличием дополнительного процесса дросселирования жидкой фазы, отделяемой после межступенчатого охладителя компрессора (Рис.1.28). Кроме того, в контуре сырьевого ПГ организовано дополнительное охлаждение за счет дросселирования отделяемой на промежуточных температурных уровнях жидкой фазы.
Схема цикла с дросселированием жидкой фазы СХА, отделяемой после межступенчатого охладителя компрессора и дополнительным дроссельным циклом в контуре сырьвого ПГ Данная технология рекомендована фирмой производителем для установок сглаживания пиков потребления малой и средней производительности [82, 165].
Логическим развитем предыдущей схемы представляется технология запатентованная фирмой Linde под названием LIMUM (Linde multistage mixed refrigerant) [82]. Так же, как в предыдущей схеме, жидкость образующаяся в межступенчатом охладителе и отделяемая в первом сепараторе С1 направляется в первый теплообменник криогенного блока и затем дросселируется до давления обратного потока. Отличием представленной на Рис. 1.29 технологии является наличие второго сепаратора С2, где образующаяся после концевого холодильника жидкость отделяется, дросселируется до давления межступенчатого сжатия и охлаждает поток жидкости после первого сепаратора С1 в отдельном теплообменнике. В общем случае в состав хладагента входят азот, метан, этан, пропан, бутан и пентан. Рекомендуется для заводов СПГ малой и среднй производительности. Рис. 1.29. Схема цикла с дросселированием жидкой фазы СХА, отделяемой как после межступенчатого, так и после концевого охладителя компрессора
Схема упрощенного варианта предыдущего цикла представлена на Рис. 1.30. В данном случае присутствуют только две ступени охлаждения при двух уровнях давления расширения с одним сепаратором жидкой фазы СХА после концевого охладителя компрессора. Запатентована фирмой Linde как Basic single flow LNG (Базовый однопоточный цикл).
Термодинамические основы энтропийно-статистического анализа малотоннажных установок ожижения природного газа
Основной целью энтропийно-статистического анализа является нахождение распределения энергетических потерь по элементам или узлам (подсистемам) криогенной установки. Для этого необходимо определить основные параметры (такие как давление, температура и зависимые от них – энтальпия и энтропия) в характерных точках схемы цикла. Кроме того должны быть определены все внешние энергетические и массовые потоки.
Расчет параметров в характерных точках проводится традиционным путем решения уравнений материального и энергетического балансов, с привлечением уравнений состояния конкретного рабочего тела [7, 144]. Определение расчетных параметров для чистого метана возможно «вручную» с использованием классической Т-S диаграммы или табличных данных [36]. Все расчеты приводятся к 1 кг сжимаемого в компрессоре ПГ. Массовые потоки отдельных подсистем (например, дроссельной или эжекторной ступеней) определяются из их массового и энергетического балансов. Расчет характерных параметров для природного газа, представляющего собой смесь газов с преобладанием метана, проводится с помощью программного комплекса HYSYS [144]. В качестве уравнения состояния природного газа в данном случае используется модифицированное уравнение Ван-дер-Ваальса в виде зависимости Ли-Кеслера – для расчета энтальпии и зависимости Пенга-Робинсона – для расчета остальных свойств.
Используя уравнения (2.2, 2.3, 2.4) уже на этапе проектирования установки можно определить затраты энергии необходимые для компенсации производства энтропии в каждом ее узле. При этом используется дополнительная среднестатистическая информация о следующих величинах, полученных на основании многолетнего опыта проектирования и эксплуатации криогенных установок и систем: - температура окружающей среды T0 часто принимается равной средней температуре излучательного равновесия Земли в окружающее пространство [9]: T0 =300 К; - величина недорекуперации в теплообменных аппаратах, возникающая вследствие ограниченности поверхности теплопередачи и несовершенства процесса теплообмена, принимается в диапазоне T=510 К [7]; - теплоприток qо.с. из окружающей среды зависит от вида применяемой изоляции. В малотоннажных установках сжижения природного газа применяется, как правило, насыпная (перлит) изоляция или изоляция на основе вспененного каучука. Для данного характерного температурного уровня (Т 80 К) qо.с.= 1 4 кДж/кг сжатого газа [7]; - коэффициенты полезного действия компрессоров. Для оценки совершенства процессов в компрессорах используются изотермический из и адиабатный s КПД. Значения величин: из=0,55..0,65, а s=0,7..0,8 [7, 65]; - коэффициенты полезного действия детандеров. Величина адиабатного КПД детандеров изменяется в пределах s=0,72..0,85 [7];
Работа сжатия компрессора определяется энергетическим и энтропийным балансом открытой термодинамической подсистемы, показанной на Рис. 2.3. Рис. 2.3. Компрессор в виде открытой термодинамической подсистемы, обменивающейся с внешней средой теплотой сжатия q и работой сжатия l: iвх, iвых, Sвх, Sвых – энтальпии и энтропии материального потока на входе и выходе, например, при изотермическом сжатии Первый закон термодинамики для данной подсистемы: Второй закон термодинамики для данной подсистемы: откуда
Полученная зависимость представляет собой уравнение (2.4). Работа сжатия компрессора в адиабатных условиях: Из всех слагаемых уравнения (2.1) можно и важно выделить величину производства энтропии определяемую несовершенством процессов компрессора. Определение этой величины для каждого узла компрессора весьма затруднительно. Поэтому дополнительная работа, требуемая для компенсации производства энтропии в компрессоре, учитывается обычно через КПД компрессора: для сжатия в изотермических условиях: для сжатия в адиабатных (изоэнтропных) условиях:
При этом адиабатный КПД компрессора отражает термодинамическое совершенство процесса сжатия в адиабатных условиях, а изотермический КПД компрессора учитывает ещё и несовершенство сопутствующих процессов охлаждения. Поэтому величина из меньше ад.
Действительная работа сжатия при оценке совершенства компрессора в изотермических условиях
Энтропийно-статистический анализ распределения потерь энергии в контуре природного газа (ПГ) Теплообменные аппараты: В многопоточном теплообменном аппарате суммарное производство энтропии вследствие конечной разности температур есть разность изменений энтропии нагреваемых (обратных) и охлаждаемых (прямых) потоков: (2.8) где i – нагреваемые потоки (обратные); j – охлаждаемые потоки (прямые); G –относительные величины массовых потоков. Дроссели: Производство энтропии вследствие конечной разности давлений на входе и выходе из дросселя в адиабатных условиях: (2.9) Эжекторы: Производство энтропии вследствие конечной разности давлений на входе и выходе из эжектора в адиабатных условиях: , (2.10) где Э – относительная величина массового пассивного потока эжектора; - энтропия на входе пассивного потока в эжектор.
Значения затрат энергии на компенсацию производства энтропии, вычисленной по уравнениям (2.8-2.10), рассчитываются по зависимости (2.2). Современные конструкции ТДКА характеризуются наличием высокооборотных валов с принудительно-циркуляционной системой масляной смазки несущих подшипников. При этом часть энергии, вырабатываемой детандером, при передаче от детандерной части к компрессионной неизбежно переходит в теплоту и выходит из системы с потоком масла (Рис. 2.4). Следует также отметить, что возможность полезного использования энергии, вырабатываемой современными отечественными детандерами установок среднего давления, ограничена возможностью появления жидкой фазы ПГ на входе в детандер. Поэтому вся генерируемая детандером мощность не может быть направлена на повышение давления прямых потоков цикла, а вынужденно тратится на байпасе компрессорной части, т.е. на производство энтропии. Рис. 2.4. ТДКА в виде открытой термодинамической подсистемы: qм.о. – теплота трения масляных подшипников; , , , , , , , , энтальпии и энтропии материальных потоков на входе и выходе компрессорной и детандерной ступени, соответственно Энергетический баланс ступени ТДКА определяется следующим образом: где - действительная работа сжатия в компрессорной ступени ТДКА, определяемая согласно уравнениям (2.6) или (2.7).
Влияние исходных примесей в природном газе на эффективность установок, работающих по простому дроссельному циклу высокого давления с предварительным охлаждением на уровне 233 К (минус 40 С)
Непосредственно перед ожижением требуется очистка газа от кислых примесей (Н2S и СО2) до концентрации 5 и 50 ppm соотв., от паров воды до концентрации 1 ppm, от серы, оксида углерода и меркаптановой серы до концентрации 30 мг/м3 и от ртути и тяжелых металлов до 10 нг/м3, что обеспечивает отсутствие твердых отложений в криогенных теплообменниках и их работоспособность в течение всего срока эксплуатации [105].
Состояние оставшихся после очистки примесей и основного компонента – метана, в процессе ожижения определяется фазовым равновесием газ – жидкость для многокомпонентной смеси. Все существующие в настоящее время расчетные программные комплексы промышленного назначения для определения теплофизических свойств смесей используют различные модификации уравнения Ван-дер-Ваальса: Соава, Пенга-Робинсона, Ли-Кеслера и т.д. Исследования проведенные в Институте газа НАН Украины, в ООО «Газпром–ВНИИГАЗ» и ПАО «Криогенмаш» показывают, что наиболее достоверные результаты получаются при использовании уравнений Ли-Кеслера и Пенга-Робинсона [37, 42].
Анализ влияния примесей на эффективность установок сжижения природного газа проведен с помощью программного комплекса Aspen HYSYS в версии 7.3 [144], позволяющего моделировать такие сложные химико технологические процессы, как сжижение природного газа. В качестве уравнения состояния, описывающего свойства многокомпонентной смеси, использовалась зависимость Пенга-Робинсона. Состав исходного ПГ характерен для Ленинградского региона. Приведённые в таблице 3.7 результаты расчетов показали, что оставшиеся после очистки примеси в процессе ожижения оказываются в следующем состоянии: все гомологи метана находятся в жидкой фазе (в растворе), а азот оказывается частично растворенным в жидкости и в большей части находится в паровой фазе.
Таблица 3.7 Характерные изменения состава ПГ при отсутствии отдувки и различных начальных концентрациях азота для схемы ожижителя, приведенной на Рис. 3. Исходный состав ПГ, % об Состав обратного потока, % об Состав СПГ, % об СН498,4 93,6 С2Н6 С3Н8 N215,8 СO2 СН4 С2Н6 С3Н8 N2 СO2 СН4 С2Н6 С3Н8 N215,8 СO2 0,23 0,28 0,06 91 0 0 9 0 98,4 0,23 0,28 0,06 0,22 0,26 0,06 57,6 0 0 42,4 0 93,6 0,22 0,26 0,06 Очевидно, что количество азота в потоке, направляемом на сжатие в компрессор, будет определять эффективность работы установки сжижения. Таким образом, дальнейший интерес представляет исследование влияния неконденсирующейся примеси в виде азота на термодинамические характеристики цикла ожижения. Анализ влияния содержания азота в исходном газе на термодинамическую эффективность установки.
Для расчета коэффициента ожижения, тепловой нагрузки холодильной машины, полной удельной холодопроизводительности, изотермической работы сжатия компрессора природного газа, минимальной работы ожижения, адиабатной работы сжатия компрессора холодильной машины, расхода фреона в контуре предварительного охлаждения, действительной суммарной работы и степени термодинамического совершенства установки ожижения использовались зависимости (2.1)-(2.9) соответственно. Параметры в характерных точках определялись путем решения материально–энергетического баланса установки в программной среде HYSYS.
На Рис. 3.5 показана зависимость коэффициента сжижения и удельных затрат электроэнергии от исходной концентрации азота и величины отдуваемого прямого потока высокого давления. Увеличение концентрации неконденсирующейся примеси в виде азота приводит к уменьшению коэффициента ожижения, увеличению затрат электроэнергии и, как следствие, - к уменьшению термодинамической эффективности установки (Рис. 3.5 и Рис. 3.6). Для уменьшения негативного влияния этого процесса в холодильной и криогенной технике обычно используют технологическую операцию отдувка, которая заключается в удалении за пределы контрольной поверхности термодинамической системы части d того или иного материального потока, тем самым достигается обновление состава циркулирующего газа. Как показано на Рис. 3.6, отдувка потока высокого давления дает положительный эффект при концентрации азота C на входе более 1,5 %, причем с увеличением величины отдувки диапазон ее положительного влияния уменьшается. Так отдувка 1 % потока высокого давления дает положительный эффект при входной концентрации азота более 1,5 % об., а отдувка 10 % потока высокого давления становится эффективной только при входной концентрации азота более 4 % об. При этом отдувка 3 % становится более эффективной, чем отдувка 1 % при входной концентрации азота более 2 % об.; отдувка 5 % более эффективна, чем отдувка 3 % при входной концентрации азота 3,5 % об.; отдувка 7-10 % менее эффективна отдувки 3- 5 % во всем исследованном диапазоне концентраций азота на входе.
Создание установки сжижения природного газа производительностью 1 т/ч, работающей по дроссель-эжекторному циклу
Энтропийно-статистический анализ установки, работающей по дроссельному циклу высокого давления, проведенный в предыдущей главе, показал, что наибольший вклад в энергозатраты на генерацию энтропии вносят несовершенство процессов в компрессоре (около 40 % от суммы всех затрат) и в дросселе ( более 20 % от суммы всех затрат). Таким образом, определены узлы установки сжижения природного газа, совершенствование которого приведет к увеличению эффективности всей установки.
Впервые идея усовершенствования дроссельных циклов посредством введения дроссель-эжекторной ступени вместо дроссельной была предложена профессором МГТУ им. Н.Э. Баумана Ф.М. Чистяковым применительно к парокомпрессионным установкам холодильной техники [84] и получила дальнейшее развитие в установках сжижения природного газа, работающих по циклу Линде-Хэмпсона с предварительным охлаждением путем замены основного дросселя на дроссель-эжектор [93, 97]. Эффект от использования дроссель-эжектора вместо дросселя возможно определить с помощью энтропийно-статистического метода.
Исходные данные для определения характеристик метанового цикла: Гос = 300 Ё - средняя температура окружающей среды; Т3 = 238 К - температура предварительного охлаждения метана; iLH = 0,51834 - газовая постоянная метана; кг-К кДж кг-К Р;=24,5 МПа - давление сжатия; 122 Piз=1,25 МПа P8= 0,35МПа AT, =10 К АГ2 =5 К ёкх Д=1,5 ёаше.М ёАае Ас=3,7 ёагае.М кДж с =2,227 кг-К кг 0,667 сн нм3 из =0,6 - давление всасывания; - давление в хранилище СПГ; - неполнота рекуперации теплоты в теплообменнике № 1 на уровне Тх= 300 К (величина недогрева обратного потока); - неполнота рекуперации теплоты в теплообменнике № 3 на уровне предварительного охлаждения Т2 = 238 К ; - удельная величина теплопритоков из окружающей среды к контуру В (предварительному теплообменнику №1); - удельная величина теплопритоков из окружающей среды к контуру А (к основному теплообменнику № 3); - теплоемкость метана при нормальных условиях; - плотность метана при нормальных условиях; – изотермический КПД процесса сжатия метана компрессоре.
Принципиальная схема установки, работающая по дроссель-эжекторному циклу, показана на Рис. 4.1. Расчеты приведены к 1 кг сжимаемого метана на всасывании в компрессор. На Рис. 4.2 показано изображение цикла в T-s координатах.
Расчетные параметры цикла в характерных точках дроссель Таблица 4. Точки Давление p, МПа Температура T, K Энтальпия i, кДж/кг Энтропия s, кДж/кг-К
Минимально необходимые удельные затраты энергии для компенсации производства энтропии при предварительном охлаждении метана в испарителе ПКХМ (см. Рис. 4.1, поз. IV) должны быть отнесены к циклу ПКХМ, в котором генерируется холод на температурном уровне предварительного охлаждения. Минимально необходимые удельные затраты энергии для компенсации производства энтропии в эжекторе: AS E=55-(l + )-54-59-=3,28-(l + 0,105)-2,6-4,84-0,105 = 0,52 ёА fte.NI 4-К 130 ёАае кг сж. СН 4 А/;ж = Tt я AS xrtjE = 300 0,52 = 156 Минимально необходимые удельные затраты энергии для компенсации производства энтропии в дросселе: AS An = (s7-sJ-(x + Y) = (l,96-l,87)-(0,385+ 0,105) = 0,04 S ёайае. М 4-К = 7 . = 300.0,04 = 12 ёАж кг сж. СН 4 Затраты работы на компенсацию теплопритоков из окружающей среды к контуру А: L 420,76 — Д/пМбе 280,29 А =— - —= =1,5 А (A/jS)A= \-A =3,7-1,5 = 5,55 еА кг сж. СН 4 В итоге суммарная работа изотермического сжатия в метановом контуре, затрачиваемая на компенсацию части 1 п и производства энтропии: +156 + 12 + 5,55 + (614,73-0,385 -25,48) = 432,74 еАж кг сж. СН 4 Сходимость расчета энергозатрат по метановому контуру: 131 /. гн =420,76 еАа1 94 ёапав. N1 4 = 432,74-420,76 = 11,98ii f, т.е. 2,77% Контур предварительного охлаждения (R22): Величины минимальных работ для компенсации производства энтропии в узлах установки, работающей по дроссель-эжекторному циклу, аналогичны величинам, приведенным при расчете дроссельного цикла в главе 3.
При анализе цикла ПКХМ учтены необходимые затраты энергии на компенсацию производства энтропии в результате необратимости процессов в концевом холодильнике и конденсаторе, поэтому минимальная работа сжатия вычислена как адиабатная, т.е. равная (12ад-\). Заметим также, что адиабатный
КПД компрессора выражает степень термодинамического совершенства процесса сжатия в адиабатных условиях и учитывает производство энтропии в результате необратимых процессов собственно в компрессоре. В то же время изотермический КПД компрессора учитывает производство энтропии в результате необратимости не только в процессе сжатия, но и в сопутствующих ему процессах охлаждения. Поэтому значение т обычно меньше значения .
Методика анализа влияния исходных примесей в природном газе на эффективность установки работающей по дроссельно-эжекторному циклу аналогична методике приведённой в главе 3 для установки, работающей по дроссельному циклу. На Рис. 4.4 показана зависимость коэффициента сжижения и удельных затрат электроэнергии от исходной концентрации азота и величины отдуваемого прямого потока высокого давления. Увеличение концентрации неконденсирующейся примеси в виде азота приводит к уменьшению коэффициента ожижения, увеличению затрат электроэнергии и, как следствие, - к уменьшению термодинамической эффективности установки (Рис.4.4 и Рис.4.5).
Как показано на Рис. 4.4, отдувка потока высокого давления дает положительный эффект при концентрации азота на входе более 0,5 %, причем с увеличением величины отдувки диапазон ее положительного влияния уменьшается. Так отдувка 1 % потока высокого давления дает положительный эффект при входной концентрации азота более 0,5 % об., а отдувка 10 % потока высокого давления становится эффективной только при входной концентрации азота более 3,5 % об. При этом отдувка 3 % становится более эффективной, чем отдувка 1 % при входной концентрации азота более 1 % об.; отдувка 5 % более эффективна, чем отдувка 3 % при входной концентрации азота 2 % об и т.д. Данное обстоятельство также объясняется разнонаправленностью воздействия операции «отдувка»: с одной стороны происходит обновление состава циркулирующего газа и уменьшение концентрации неконденсирующейся примеси, с другой - уменьшается величина материального потока, направляемого на ожижение.
Отдувка части потока низкого давления при повышении концентрации входного азота приводит к увеличению коэффициента ожижения, уменьшению затрат электроэнергии на сжатие и, как следствие, - к увеличению термодинамической эффективности во всем исследованном диапазоне концентраций азота (Рис. 4.6 и Рис. 4.7).