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减小液化装置氧氮换热器温差的优化操作点击：1687 日期：[ 2014-04-26 21:35:18 ] |
| 减小液化装置氧氮换热器温差的优化操作 杨少康 (广州广钢气体有限公司,广东省广州市南沙区万顷沙工业园区17涌 511464) 摘要:YPON-12500/7130型液化装置氧氮换热器中抽管道不畅通,导致氧氮换热器温差过大,冷量损失严重。通过优化操作流程,使氧氮换热器中抽管道畅通,不仅解决了氧氮换热器温差过大、冷量损失大的问题,而且大大提高了设备运行的安全性。简介液化装置流程,分析优化操作的具体措施,通过计算分析取得的经济效益。 关键词:液化装置;氧氮换热器;温差;冷量回收;优化操作 中图分类号:TQ116·11 文献标识码:B 前 言 广州广钢气体有限公司(以下简称:广钢气体)为珠江三角洲最大的气体企业之一,拥有的主要设备包括KDONAr-10000/16000/340型空分设备1套、YPON-12500/7130型液化装置1套等。2套设备均由四川空分设备(集团)有限责任公司设计、安装。广钢气体在响应政府节能减排、解决电力紧张等问题上,积极采取相应措施,如实行夜间开车模式以减少用电量,但夜间开车模式对设备和工况产生了较大影响。下面主要针对在此开车模式下所造成的对YPON-12500/7130型液化装置中氧氮换热器温差过大的问题进行分析,并对操作流程的改进等进行描述。 1·YPON-12500/7130型液化装置流程简述YPON-12500/7130型液化装置工艺流程如图1所示。 1·1 氮气液化流程 由10000 m3/h空分设备提供的原料氮气与由冷箱出来的返流低压氮气汇合进入原料氮压机(FEED),被压缩至0·5 MPa并冷却后,与膨胀后的氮气汇合进入循环氮压机(NRC),被压缩至2·6 MPa并冷却后分成两股:其中一股循环氮气进入冷箱内的氮换热器E4001,与返流的中压氮气进行热交换,当被冷却到一定温度后,进入热端膨胀机(WE)膨胀制冷,再返回氮换热器E4001中部。另一股氮气进入被热端膨胀机驱动的增压机,通过消耗热端膨胀机输出的能量得以增压后进入被冷端膨胀机(CE)驱动的增压机,通过消耗冷端膨胀机输出的能量得以增压后进入氮换热器E4001,与返流的中压氮气进行热交换,被冷却到较低温度后,抽出大部分氮气并将其送入冷端膨胀机膨胀制冷,膨胀后的中压氮气进入氮换热器E4002底部作为返流中压氮气与正流氮气进行热交换,复热后出冷箱;另一小部分氮气继续被冷却直至液化后出氮换热器E4002,并经节流后进入液氮过冷器(E4003)与少量节流液体换热,使之过冷,一部分作为产品引出,被送入2000 m3液氮贮槽,而少量液氮再经过FCV4103阀节流后进入液氮过冷器与正流气体换热,另有一部分液氮进入氧氮换热器(E4004)与氧气换热。 1·2 氧气液化流程 由10000 m3/h空分设备提供的氧气在氧氮换热器中与从液氮过冷器来的液氮换热,氧气在氧氮换热器中被液化后送入液氧贮罐(PV4001),液氧从液氧贮罐底部抽出经液氧泵(DP4001)加压后出冷箱,被送入2000 m3液氧贮槽;而液氮经氧氮换热器复热汽化后出冷箱放空。 2 问题提出、原因分析及解决方法 2·1 问题提出 采取夜间开车模式,即在用电波谷段开车,用电波峰段停车,必须每天开、停车1次,这样会对液化装置和工况造成较多影响。工况方面,影响较为突出的一点是氧氮换热器温差明显过大,换热器氮侧出口温度(TI4008)过低(-20℃左右),而氧氮液化装置的放空管为碳钢管,按照某国际知名气体公司的操作经验,承压碳钢管长期运行温度应不低于-15℃,而在-25℃时就处于高度警戒状态,因为该材质在冷状态下会产生冷脆,继而有发生爆裂的危险。同时,该段放空管的氮气直通大气放空,也造成了冷量的较大损失。根据能量转化与守恒定律,冷量的产生可换算成电能的消耗,即部分电能被白白浪费,从而造成液体单位成本升高。因此,若能够解决氧氮换热器温差过大的问题,对提高氮气放空管道的安全性及降低液化装置的能耗损失都会有积极作用。 2·2 原因分析及解决方法 氧氮换热器温差过大说明换热器内冷量过剩,部分冷量未回收就被直接排放到大气中,导致氧氮换热器换热效率较低。通过观察发现氧氮换热器中抽氮气温度(TI4007)一直处于-122℃(设计值为-175℃),说明换热器中抽管道一直未畅通。 因此,可以优先考虑采取相应措施将中抽管道疏通,使中抽氮气能顺利回到原料氮压机入口,那么该温度梯度下的过剩冷量就能被回收到系统中,氮侧出口温度就会回升,放空碳钢管出口温度将有望从-15℃提高到0℃以上,从而解决氧氮换热器温差过大所带来的负面影响。除此之外,由于将过剩的冷量回收而不是排放到空气中,回收的冷量会留在液体产品中,使液体产品的汽化闪蒸损失降低,可以有效增加产品量。 从操作可行性上分析,中抽管道不畅通的原因是由于中抽管道过长(约20 m),每天实行间断开、停车,在装置停车后管道复热,再开车时很长一段时间内都难将中抽管道全部冷却至工作温度,造成中抽管道无法正常工作。通过分析,初步认为可以增大TDCV4001阀前后压差,使中抽氮气能够顺利返回到氮换热器E4002底部,从而使其携带的冷量能够被重新利用。可以从两个方面来增大TDCV4001阀前后压差:一方面是增大TDCV4001阀前压力,即通过调节PCV4107阀来提高氮侧出口压力PI4107。但是由于该换热器设计压力比较低,安全阀起跳压力为80 kPa,所以压力PI4107不能提升得过高,如果操作摸索过程中控制不当,可能伴随超压风险,所以PCV4107阀应控制得当,避免超压。另一方面是减小TDCV4001阀后压力,即通过调节液氮落液阀TCV4002来降低压力PI4002,在调节过程中必须保证液氮落液温度(TI4004)和落液压力,保证下游各参数点没有较大波动,所以必须精细操作,不能对工况造成太大影响。 根据以上分析可知,通过将中抽管道疏通来降低氧氮换热器温差的方法是可行的。 3·操作实施 在保证原料氮压机和循环氮压机2台压缩机加工气量不变,且在2台膨胀机制冷量不变、液氮落液温度不变的情况下进行操作: (1)降低TDCV4001阀后压力:在保证液氮落液温度的前提下,不断缓慢开大TCV4002阀从而使压力PI4002逐步降低。通过几天的调整摸索,在其他各点工况不变的情况下,压力PI400由原来的720 kPa降低至420 kPa。 (2)提高TDCV4001阀前压力:以0·2%的幅度逐渐关小PCV4107阀,使压力PI4107缓慢上升,当其上升到接近76 kPa时,压力PI4002、PI4107和流量FI4103突然大幅波动。为防止安全阀起跳,及时调整PCV4107阀的开度, 10多秒后工况恢复正常。此时,氧氮换热器中抽氮气温度开始快速下降,直至-181℃,氮侧出口温度开始明显回升,氧氮换热器温差减小;此时,由于压力PI4002升高,逐渐开大TCV4002阀,使压力PI4002维持在420 kPa,液体产量也随之增加。 为了保证以上操作不影响液化装置正常生产所以整个调节过程非常缓慢。通过几天的摸索和调整,将压力PI4002稳定在420 kPa左右,当压力PI4107升高至76 kPa (接近管道承压高限80 kPa时,就可以使中抽管道顺利工作,工况瞬时大幅波动后,各参数点很快又恢复至正常值,且氧氮换热器出口温差大幅度减小。 4·工况调整前后主要参数变化 YPON-12500/7130型液化装置工况调整前后主要参数变化见表1。 由表1可以看出: (1)氧氮换热器中抽氮气温度TI4007下降至设计温度,证明换热器中抽管道已畅通,换热器氮侧出口温度TI4008也明显升高,氧氮换热器温差减小,换热效率提高,避免了碳钢管道长期在低温状态下产生冷脆而爆裂的危险,并且消除了氮气放空管道及消声器上长期结冰的现象。 (2)从装置调整前后工况的对比可以发现氮气放空量减小了1000 m3/h以上。这是因为氧氮换热器出口温差减小后,氧氮换热比缩小,在氧液化量不变和FCV4105阀开度不变的情况下,氮气放空量就会减小,即放空冷量也会减小,减少的这部分放空冷量通过中抽返流管道返回到氮换热器E4002底部,就可使通过FCV4103阀返回到氮换热器E4002底部的节流量减小,可适当关小FCV4103阀。而减少的这部分节流液体直接进入落液管道,液氮产量增加了1·16 m3/h左右。 5·回收总冷量利用率的计算 由以上分析可知,回收的冷量被液化装置吸收、利用后,最直接的表现就是有效产品的增加,所以可以用增加的这部分液体产品所需的冷量和因减少放空而回收的总冷量之比,计算出回收总冷量利用率。 5·1 计算液化装置回收的总冷量 根据表1数据,计算液化装置回收的总冷量过程如下: 工况调整后减少了氮气放空量,回收了部分冷量,使氧氮换热器氮侧出口温度明显上升,温差减小了16℃。 调整前温度T1=273-20=253K;绝对压力P1=0·101+0·042=0·143 MPa;在氮气的热力性质温—熵图(T—S图)查得此条件下的比焓:h1=2930 kcal/kmol=12267·324 kJ/kmol。 根据公式计算能量Q: Q=Vh/22·4 (1)计算当放空量V1为9911 m3/h时所放空的总能量,即工况调整前放空气体所携带的能量Q1: Q1=V1h1/22·4=9911×12267·324÷22·4=5·428×106kJ/h。 调整后温度T2=273-3·5=269·5 K;绝对压力P2=0·101+0·063=0·164 MPa;在氮气的热力性质温—熵图(T—S图)查得此条件下的比焓:h2=3040 kcal/kmol=12727·872 kJ/kmol。 (2)计算当放空量V2为8899 m3/h时所放空的总能量,即工况调整后放空气体所携带的能量Q2: Q2=V2h2/22·4=8899×12727·872÷22·4=5·056×106kJ/h。 回收的总冷量Q:Q=Q1-Q2=5·428×106-5·056×106=3·72×105kJ/h。 5·2 计算增加液体产品所需的冷量根据表1数据,计算增加的液体产品所需的冷量过程如下: 调整前液氮落液温度T3=273-191=82 K;绝对压力P3=0·101+0·714=0·815 MPa;在氮气的热力性质温—熵图(T—S图)查得此条件下的比焓: h3=750 kcal/kmol=3140·1 kJ/kmol。T=82 K时液氮密度ρ为0·79×103kg/m3,故8·3 m3/h液氮的摩尔流量N1为: N1=8·3×0·79×103÷28=234·18 kmol/h。工况调整前,液氮产品所携带的总能量Q3: Q3=h3N1=3140·1×234·18=7·35×105kJ/h。调整后液氮落液温度T4=273-191=82 K; 绝对压力P4=0·101+0·3=0·401 MPa;在氮气的热力性质温—熵图(T—S图)查得此条件下的比焓: h4=490 kcal/kmol=2051·532 kJ/kmol。而9·46 m3/h液氮的摩尔流量N2为: N2=9·46×0·79×103÷28=266·91 kmol/h。工况调整后,液氮产品所携带的总能量Q4: Q4=h4N2=2051·532×266·91=5·48×105kJ/h。 增加的液体产品所需冷量Q′:Q′=Q3-Q4=7·35×105-5·48×105=1·87×105kJ/h。 5·3 计算有效利用率 回收总冷量的有效利用率η: η=Q′/Q=1·87×105÷(3·72×105)×100%=50·27%。 6·结束语 通过一系列优化操作后,氧氮换热器中抽管道畅通,换热效率提高,氧氮换热器氮侧出口温差减小了16℃,氮气放空量减小1012 m3/h,放空冷量回收3·72×105kJ/h,回收的这部分冷量有效利用率为50·27%,并使有效产品增加1·16 m3/h。 经过后期不断的摸索,目前将压力PI4002控制在260 kPa左右,依然可以保证液氮落液温度不变,氧氮换热器中抽管道畅通。现在再实行夜间开车模式时,氧氮换热器氮侧出口压力只需控制到60 kPa以上,大大提高了操作的安全性。 参考文献: [1]汤学忠,顾福民.新编制氧工问答[M].北京:治金工业出版社, 2001. [2]化学工业部第四设计院.深冷手册[M].北京:化学工业出版社, 1979. |
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