C3/MRC 液化流程中原料气成分及制冷剂组分匹配研究+
赵 敏，厉彦忠*
（西安交通大学能源与动力工程学院 陕西 西安 710049）
摘要：本文针对两种代表性原料天然气No.1和No.2，利用Aspen HYSYS 流程模拟软件对C3/MRC 天然气液化流程进行了动态模拟，考虑了混合制冷剂高低压变化、混合制冷剂组分改变，通过模拟研究获得了混合冷剂各个组分N 2、CH 4、C 2H 6及C 3H 8在制冷系统中的不同作用，同时获得了制冷剂组分与混合制冷剂高低压以及原料天然气Cp-T 之间的依赖关系，全面动态地展示了制冷剂各组分在C3/MRC 流程中的影响和作用。在此基础上，本文对比了原料天然气No.1和No.2在不同混合制冷剂高低压下C3/MRC 流程的能耗指标。研究结果表明：原料天然气的Cp-T 关系是决定整个C3/MRC 流程能耗高低的关键因素，而混合制冷剂的组分或高低压的选择则对系统能耗影响较弱。混合冷剂的组成及其高低压力的选择应根据原料天然气的Cp-T 关系进行合理选取，以确保流程设计更为合理。 关键字：C3/MRC 液化流程；原料天然气；混合制冷剂组分 中图分类号：TE6
文献标识码：A 文章编号：
Analysis for Selecting Mixed Refrigerant Composition based on feed
natural gas in C3/MRC Liquefaction Cycle
ZHAO Min, LI Yan-zhong *
(School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)
Abstract: In this paper, for two typical feed natural gas No.1 and No.2 the choice of mixed refrigerant composition in C3/MRC liquefaction cycle for natural gas has been done, which is associated with the thermodynamic condition of feed natural gas and the high and low pressure of mixed refrigerant. Based on this, the energy consumption of cycle C3/MRC has been compared between feed natural gas No.1 and No.2 under different mixed refrigerant high and low pressures. The results show that it is the thermodynamic condition of feed natural gas that plays a key role in reducing energy consumption of such cycle rather than the pressure of mixed refrigerant or its composition.
Key words: C3/MRC Liquefaction Cycle; feed natural gas; mixed refrigerant composition
*
联系人：厉彦忠. 第一作者：赵敏（1972-），女，西安交通大学博士生
Corresponding author: LI Yan-zhong , E-mail:yzli-epe@https://www.doczj.com/doc/0a6398704.html, +国家高技术研究发展计划（863计划）（2007AA05Z216）。 Foundation item: National High Technology Research and Development
Program of China (863 Program) (No. 2007AA05Z216)
引言
近年来，由于煤和石油的短缺以及所带来的环境污染问题，天然气的开发和利用日益受到各经济大国的重视。天然气作为一种优质洁净燃料，在能源、交通等领域应用前景广阔，开展天然气液化技术研究对发展我国国民经济具有十分重要的意义。
天然气的液化通常是一项系统工程，包括天然气的预处理、天然气的液化和储存、运输，接收站以及再汽化等等，其中天然气的液化是其重要组成部分。目前关于天然气的液化流程，大致可分为三种形式，即级联式、膨胀机式和混合制冷剂式。与级联式和膨胀机式流程相比，混合制冷剂液化流程具有流程简单、机组设备少，投资少，能耗低等特
点，特别是丙烷预冷混合制冷剂液化流程（C3/MRC：Propane-Mixed Refrigerant Cycle），吸取了级联式液化流程和混合制冷剂液化流程的优点，流程既简单又高效。目前世界上80%以上基本负荷型天然气液化装置，几乎都采用了C3/MRC 液化流程[1-7]。
丙烷预冷混合制冷剂液化流程的主要参数包括混合制冷剂的组分、混合制冷剂高低压等，与一般低温流程不同的是，这些参数的相互影响和相互作用在此流程中表现得尤为突出。关于C3/MRC 流程参数分析的文献已有不少[8, 9]，通常的分析方法是在分析一个流程参数对系统性能的影响时，假设流程的其他参数保持不变，不考虑参数间的相互依赖关系。而本文在对混合制冷剂组分进行模拟研究时考虑了原料气热力条件、制冷剂流程压力以及混合制冷剂组分的共同影响，更为科学和实用。计算中选取两种代表性原料天然气No.1和No.2，先固定混合制冷剂高低压考察混合冷剂各组分（N2、CH4、C2H6及C3H8）在提供冷量方面的不同作用，然后改变混合制冷剂高低压继续分析制冷剂各组分对制冷量的影响，从而得到混合制冷剂组分与混合制冷剂高低压之间的相关关系，以及与原料天然气性质的依赖关系。最后将这两种原料天然气在不同混合制冷高低压条件下的流程能耗指标加以比较。研究表明：原料天然气的Cp-T关系是决定整个C3/MRC流程能耗高低的主要因素，而混合制冷剂组分和高低压力变化则对系统能耗影响较弱，组分的确定和压力的选取应根据原料天然气的Cp-T关系进行，以确保天然气液化流程的组织更加合理。
1丙烷预冷混合制冷剂流程C3/MRC和原料天然气Cp-T分析
1.1丙烷预冷混合制冷剂流程C3/MRC
丙烷预冷混合制冷剂液化流程C3/MRC由三部分组成：○1天然气的液化流路；○2丙烷预冷循环；○3混合制冷剂循环，其中丙烷预冷循环用于预冷混合制冷剂和天然气，混合制冷剂循环用于深冷和液化天然气。丙烷预冷循环采用的是一次压缩三级或四级节流循环，由于制冷剂丙烷常压下对应的冷凝温度在－40℃左右，所以考虑传热温差后，原料天然气和混合制冷剂经丙烷预冷后的温度一般取为－35～－37 ℃；混合制冷剂循环采用的制冷剂为N2、C1至C5的混合物，通过一个制冷剂压缩过程和一到二级或三级节流降温返回，为天然气冷却、液化和过冷提供冷量。由于在研究混合制冷剂组分作用这个问题上，一到三级节流降温返回与一到二级没有本质区别，为了简单起见，本文采用了一到二级的节流降温返回，如图1 所示。
图1中，丙烷预冷系统用一个三股流换热器表示。40℃原料天然气NG-1依次经过丙烷预冷、换热器1（高温换热器）、换热器2（低温换热器）降温到
4
155
NG
T
?
=?℃，然后经节流阀V3降压至0.108MPa进入分离器2，在分离器2底部获得液态产品天然气（LNG）。上述换热器1和2的冷量是由N2、CH4、C2H6和C3H8组成的混合制冷剂制冷循环提供的，从换热器1出来的低压气态混合制冷剂MR-1（压力为P L）首先在压缩机中被压缩至高压P H并冷却到40 ℃，然后经丙烷预冷温度降到4
37
MR
T
?
=?℃进入分离器1。在分离器1中分离为液相MR-5和汽相MR-6，液相MR-5经过换热器1过冷后，经V1阀节流降压至MR-8，而汽相MR-6则依次经换热器1和2降温液化、过冷、V2阀节流制冷后进入换热器2提供冷量，复热后的MR-12与前面的MR-8混合进入换热器1提供冷量，复热后的气态混合物MR-1则重新进压缩机入口完成一个制冷循环。
1.2原料天然气Cp-T分析
由上述流程介绍可知，节流后的低压混合制冷剂不仅要冷却原料天然气，而且还要冷却它自身高压部分，通过比较这两部分的冷却负荷，发现原料气的冷却负荷占绝大部分，因此原料天然气定压比热Cp在温度区间-160～40 ℃的分布图（即Cp-T 关系曲线）将直接影响C3/MRC流程能耗的高低、混合制冷剂组分的确定以及流程各换热器间热负荷的分配。
图2以四种组分组成的原料天然气为例，分析了压力和组分对其Cp-T曲线的影响，从图中可以看出，无论组分如何，随着压力的降低，天然气Cp值会增加，而且Cp的峰值也向低温区移动，意味着液化的冷却负荷增加；比较A、B、C三图看出，随着组分甲烷的增加，天然气的Cp-T的变化更为显著，可见原料气中高含量组分的变化对其性质的影响是最大的。
当天然气Cp值增加或者向低温区移动时，液化同样1 mol天然气，能耗将不可避免增加。对于该C3/MRC液化流程来讲，为保证流程可行合理，其混合制冷剂组分、压力和流量等要与原料气相匹配，如果原料气的压力或者组分改变，混合制冷剂需要做相应的调整，该内容将在后续章节讨论。以下讨论中有关参数确定：原料天然气和混合制冷剂经丙烷预冷后的温度均固定为
42
37
MR NG
T T
??
==?℃，原料天然气节流前预冷温度固定为4
155
NG
T
?
=?℃。物性计算采用SRK方程，据分析[6]，该方程能够满足混合制冷剂和原料天然气气液相平衡的计算精确要求。
2固定混合制冷剂压力时C3/MRC流程
混合制冷剂组分分析
固定混合制冷剂高低压分别为
213.00,0.26MR MR H L P P MPa P P MPa ??====，下面
分别针对原料天然气No.1和No.2进行混合制冷剂组分的分析。
2.1原料天然气热力性质及组分
原料天然气No.1和No.2 的组分列入表1中，对比发现，No.1中N 2和CH 4的含量较高，而其他组分含量低，而No.2则相反。同时看到，No.1的压力高于No.2。根据图2分析，CH 4含量高或者压
表1原料天然气No.1和No.2的温度、压力和组分
Table 1 Temperature, pressure and composition of feed natural gas No.1 and No.2
Composition (mol%) Feed natural gas
No.
T (C)
P (MPa)
N 2 CH 4
C 2H 6
C 3H 8 i-C 4H 10 n-C 4H 10 i-C 5H 12
1 40 6.5
2 95 2 0.5 0.18 0.16 0.16 2 40 1.0 0.7 82 11.2 4 1.2 0.9
力低都会使得Cp 值增加，而且向低温区偏移。图3示出了两种原料气的Cp-T 关系，可以看出，No.2的Cp 峰值明显高于No.1的Cp 值，而且更靠向低温区，说明在这里压力参数的影响相对于组分含量的影响更加突出。
2.2针对原料天然气No.1的制冷剂分析
初始取混合制冷剂摩尔组分为242638:::0.04:0.3:0.54:0.12N CH C H C H =，通过计算确定，在换热器1的冷端和换热器2热端都存
在负温差，说明在这两个区域制冷量不足，使得换热器1和2均不能达到热平衡（见图4）。
首先尝试增加N 2组分含量，从0.04逐渐增至0.1，相应C 2H 6组分从0.54逐渐降至0.48（表2和图5中的序号1～4）。通过调整发现，MR-4点的汽化率和其汽相中N 2的摩尔组分以及换热器2冷
端温差都有明显增加，两个换热器冷量不足状况都有所改善，但由于N 2的汽化潜热小，换热器1冷端和换热器2热端换热温差仍为负值（冷量仍不足），仅仅依靠N 2的增加显然不够，需要增加CH 4的摩尔份量。假定N 2的摩尔组分为0.06保持不变，将CH 4组分从0.32逐渐增至0.4，相应C 2H 6组分从0.5降至0.42（表2和图5中序号5～7）。可以看出，此时换热器1冷端和换热器2热端的负温差现象得到扭转，但是随着CH 4组分的增加，MR-4点汽化率不断升高，在换热器1热端冷量不足逐渐显露，开始出现负温差。此时在保证CH 4和C 2H 6摩尔组分不变条件下（即保证了换热器1冷端和换热器2热端冷量供应），适当减小N 2组分以提高C 3H 8摩尔组分，从而换热器1热端负温差消失，换热器1和2实现了热平衡（即表2和图5中的序号8）。
下面考察C 2H 6和C 3H 8之间的关系，固定N 2
和CH 4摩尔组分分别为0.04和0.4不变，减小C 2H 6组分，增加C 3H 8组分（表2和图5中的序号9～10），结果MR-4点的液化量增加，但液相中的C 2H 6组分减小，当C 2H 6组分减小到一定程度时，换热器1冷端冷量出现不足。例如序号10（对应的混合制冷剂中C 2H 6组分为0.35），尽管换热器1冷热端均没有出现负温差，但换热器1内部已经有负温差出现，说明其中间段已经存在冷量不足。最终协调各方面的参数后，针对原料天然气No.1的混合
制冷剂组分确定为：N 2：CH 4：C 2H 6：C 3H 8 = 0.04：0.40：0.40：0.16。
综上分析，要保证换热器1和2正常工作，混合制冷剂组分N 2、CH 4、C 2H 6及C 3H 8要满足以下两方面要求：一是通过合理配比来获得不同冷却级换热器所需要的液态制冷剂，包括流量和组分两方面要求；二是为换热器提供必要的传热温差。以上结论虽然是针对N 2、CH 4、C 2H 6及C 3H 8四种组分得出的结论，但它也同样适用于N 2、CH 4与其他C2、C3烷烯烃组成的混合制冷剂。
表2 C3/MRC 循环参数与混合制冷剂组分N 2,CH 4,C 2H 6 及 C 3H 8之间变化关系
Table 2 Variations of C3/MRC cycle parameters vs mixed refrigerant component N 2,CH 4,C 2H 6 and C 3H 8
Mixed refrigerant molar
composition Thermodynamic parameters of MR-4 Thermodynamic parameters of MR-13 Liquid/Vapor molar composition Liquid molar composition No.
N 2 CH 4
C 2H 6
C 3H 8
Vapor
Frac. N 2 CH 4 C 2H 6 C 3H 8
Vapor
Frac. N 2 CH 4 C 2H 6 C 3H 8
State of exchanger 1 and 2 1 0.04 0.3 0.54 0.12 0.256
0.013
/0.1220.198
/0.5950.633 /0.2680.156 /0.015 1 × 2 × 2 0.05 0.3 0.53 0.12 0.283
0.015
/0.1400.191 /0.5760.633 /0.2680.161 /0.016 1 × 2 × 3 0.06 0.3 0.52 0.12 0.309
0.016
/0.1580.185 /0.5580.633 /0.2670.166 /0.017 1 × 2 × 4 0.10 0.3 0.48 0.12 0.401
0.021
/0.2170.164 /0.5040.627 /0.2610.188 /0.018 1 × 2 × 5 0.06 0.32 0.5 0.12 0.341
0.015
/0.1470.189 /0.5730.623 /0.2630.173 /0.017
1 ×
2 × 6 0.06 0.38 0.44 0.12 0.437
0.012
/0.1220.201 /0.6110.589 /0.2480.198 /0.0190.336 0.0020.168 0.648 0.182 1 × 2 √ 7 0.06 0.4 0.42 0.12 0.469
0.011
/0.1150.204 /0.6210.577 /0.2430.208 /0.0210.348 0.0020.182 0.631 0.185 1 × 2 √ 8 0.04 0.4 0.42 0.14 0.413
0.008
/0.0850.217 /0.6600.552 /0.2330.223 /0.0220.326 0.0020.180 0.610 0.208 1 √ 2 √ 9 0.04 0.4 0.4 0.16 0.404
0.008
/0.0860.218 /0.6690.522 /0.2200.252 /0.0250.328 0.0020.178 0.582 0.238 1 √ 2 √ 10 0.04 0.4 0.35 0.21 0.382
0.009
/0.091
0.220 /0.690
0.450 /0.188
0.321 /0.031
0.332 0.002
0.173 0.512 0.313
1 ×
2 √
注：表中最后一栏中“×”表示换热器热不平衡，“√”表示换热器热平衡。
Note: The ‘√’ and ‘×’in the last column of the above table denote whether heat is balanced or not for exchanger 1 and 2.
2.3针对原料天然气No.2的制冷剂分析
考虑上述表1和图3所示的1 kmol/h 原料天然气No.2。与原料天然气No.1不同的是，原料天然气No.2的Cp 峰值在-120 ℃左右（而前者在-70 ℃左右），并且在数值上也比原料天然气No.1大得多。由1.2节原料天然气Cp-T 分析可知，它将直接影响C3/MRC 能耗和流程参数选择。按照原料天然气No.1介绍的方法，计算确定了表3中A 、B 、C 三种混合制冷剂组分（这三种组分均满足换热器1和2热平衡）。从表中可以看出，混合制冷剂组成中低沸点组分N 2和CH 4明显高于原料天然气No.1使用的混合制冷剂组成，这是由于原料天然气No.2低温区冷量需求增加的缘故。
针对表3中A 、B 、C 三种情况进一步分析可知，随着混合制冷剂中CH 4组分的减小（从A 中0.50逐渐降至C 中0.46），换热器1和2之间的温度点3NG T ?、7MR T ?及9MR T ?也有相应变化（由A 中 -105 ℃降至C 中-110 ℃）。同时发现，混合制冷剂以及预冷系统的丙烷循环量也依次减少，这意味着混合制冷剂中CH 4组分的减少，
流程能耗将会降低。但同时换热器1和2的最小传热温差也会减小。通过最终协调，适合原料天然气No.2的混合制冷剂组分确定为：N 2：CH 4：C 2H 6：C 3H 8= 0.07：0.48：0.33：0.12，即表3中 B 方案。
表3混合制冷剂中组分CH 4对C3/MRC 流程影响
Table 3 Effects of component CH 4 on the performance of C3/MRC cycle
Mixed refrigerant molar
composition Thermodynamic parameters of MR-4 Liquid/Vapor molar composition No.
N 2 CH 4
C 2H 6
C 3H 8
Vapor
Frac. N 2 CH 4 C 2H 6 C 3H 8
T MR-7 =
T MR-9=T NG-3 /C △T min in exchanger1 and 2 /C F 1 /kmol ·h -1
F 2 /kmol ·h -1
A 0.07 0.50 0.30 0.13
0.6304 0.009 /0.1050.214
/0.6680.474 /0.1980.303 /0.029-105
3.63 /8.97 2.800 2.276
B 0.07 0.48 0.33 0.12 0.6028
0.010
/0.1090.211 /0.6570.493 /0.2060.286 /0.028-108 3.16 /7.11 2.697 2.243 C 0.07 0.46 0.36 0.11 0.5896
0.011
/0.111
0.207 /0.636
0.547 /0.230
0.235 /0.023
-110 2.16 /3.89
2.595 2.212
3改变混合制冷剂高低压时C3/MRC流程中混合制冷剂组分分析
3.1 混合制冷剂高压P H由3.00 MPa降为2.50 MPa
将原料天然气No.1液化条件下的混合制冷剂高压P H从3.00 MPa降为2.50 MPa，则MR-4点的汽化率增加，即去换热器2的制冷剂量增加，而留在换热器1的液态制冷剂则减小，考虑到由于P H 下降，混合制冷剂制冷能力也会下降，为了弥补减小的液态制冷剂（供换热器1使用）的冷量，混合制冷剂中CH4组分应适当减小，而C2H6或C3H8组分应适当增加。但是C3H8的组分增加太多，会导致换热器1冷端冷量不足。通过协调匹配，最终确定混合制冷剂的组分由原来的N2：CH4：C2H6：C3H8= 0.04：0.40：0.40：0.16调整为N2：CH4：C2H6：C3H8= 0.04：0.38：0.45：0.13，CH4量降低，C2H6量增加。这时MR-4点的汽化率由原来为0.404变为0.4672，同时混合制冷剂循环流量也由原来的1.382 kmol/h增加至1.520 kmol/h。循环流量的增加可以弥补由于高压压力降低所带来的制冷能力下降的影响。
与上面分析同样的处理方法，对于原料天然气No.2，当混合制冷剂高压P H从 3.00 MPa降为2.50MPa时，混合制冷剂组分将由原来N2：CH4：C2H6：C3H8=0.07：0.48：0.33：0.12调整为N2：CH4：C2H6：C3H8=0.05：0.45：0.40：0.10，CH4量降低，C2H6量增加。混合制冷剂循环量由原来的2.697 kmol/h增加至2.800 kmol/h。
3.2 混合制冷剂低压P L从0.26 MPa降为0.11 MPa
对于原料天然气No.1，当混合制冷剂低压P L 从0.26 MPa降为0.11 MPa时，由于压力降低，换热器2冷端温差增大。为了缩小换热器2冷端温差，可以降低N2的摩尔组分，但同时MR-4点的汽化率会降低，即去换热器2的制冷剂量将减少，考虑到由于P L降低，混合制冷剂的制冷能力增强，故MR-4点的汽化率可以有所降低，这样留在换热器1的制冷剂液体量将会增加，所以换热器1和2之间的温度点T MR-7，T MR-9以及T NG-3要向低温区移动，同时还要减少C2组分，增加C3组分以补充高温区冷量，最后协调下来的混合制冷剂组分由原来的N2：CH4：C2H6：C3H8= 0.04：0.40：0.40：0.16调整为N2：CH4：C2H6：C3H8= 0.02：0.42：0.28：0.28，同时混合制冷剂循环量由原来的1.382 kmol/h减至1.172 kmol/h。
对于原料天然气No. 2，当P L从0.26 MPa降为0.11 MPa时，按照与原料天然气No. 1相同的分析方法，得到混合制冷剂的组分为N2：CH4：C2H6：C3H8= 0.02：0.47：0.33：0.18（原来为N2：CH4：C2H6：C3H8= 0.07：0.48：0.33：0.12）以及混合制冷剂循环量为2.000 kmol/h（原来为2.697 kmol/h）。
3.3制冷剂在不同高低压下C3/MRC流程性能参数比较
表4比较了原料天然气No. 1和No. 2在不同制冷剂高低压时的C3/MRC流程性能参数，从表中可以看出：一方面改变混合制冷剂高低压对降低能耗不明显，相对来讲，混合制冷剂高压不过高而低压不过低时，系统的能耗较低（针对本文，无论对哪种原料天然气，P H = 2.5 MPa，P L= 0.26 MPa 时系统能耗最低），另一方面无论是哪种混合制冷剂高低压还是混合制冷剂组分，液化原料天然气No.1显然比No.2耗功少，这意味着原料天然气本身的热力条件是决定整个C3/MRC流程能耗高低的主要因素，而混合制冷剂压力和组分对系统能耗影响较弱，制冷剂的组分和压力参数应根据原料天然气的热力条件进行合理选取，以使流程性能达到最佳。
表4 单位千摩尔原料天然气No. 1和No. 2液化时不同混合制冷剂高低压C3/MRC流程性能参数比较
Table 4 Performance comparison of cycle C3/MRC between per kilo-mole feed natural gas No. 1 and No. 2 under different mixed
refrigerant high and low pressure condition
Mixed refrigerant subsystem Propane precooling subsystem
No. of feed natural gas P H
/MPa
P L
/MPa
F1
/kmol·h-1
W1
/kW·kmol-1LNG
F2
/kmol·h-1
W2
/kW·kmol-1LNG
Total energy consumption
W= W1+ W2
/kW·kmol-1LNG
3.00 0.26 1.382 3.142 1.773 2.266 5.408
2.50 0.26 1.520
3.141 1.695 2.201 5.342 1
3.00 0.11 1.172 3.908 1.511 1.769 5.677
3.00 0.26 2.697 6.050 2.243 2.782 8.832
2.50 0.26 2.764 5.613 2.287 2.944 8.557 2
3.00 0.11 2.000 6.505 2.031 2.427 8.932
4 结论
本文以N2、CH4、C2H6和C3H8组成的混合制冷剂为例，对图1所示的天然气液化流程C3/MRC 进行了制冷剂组分的模拟研究。研究结果如下：（1）组分N2的主要作用为：一是增大低温换热器2冷端温差，二是增加MR-4点的汽化率，即增加去低温换热器2制冷剂流量，以满足低温区的冷量要求；
（2）组分CH4的主要作用为：一是增加MR-4点的汽化率，二是增加液体制冷剂中低沸点组分，尽管N2沸点也低，但其汽化潜热小，仅仅依靠N2很难满足低温区冷量要求；
（3）组分C2H6的主要作用为：一是满足换热器1冷端冷量要求，二是增加MR-4点的液化量，即减少去低温换热器2制冷剂流量而增加留在高温换热器1中制冷剂量；
（4）组分C3H8的主要作用为：一是满足换热器1热端冷量要求，二是增加MR-4点的液化量；
（5）在确定混合制冷剂组分时，要综合考虑其同原料天然气Cp-T以及混合制冷剂高低压的相互关系，灵活运用上述组分作用进行合理配比。
（6）不同原料天然气在不同制冷剂高低压时C3/MRC流程总能耗比较结果表明：原料天然气的热力条件是决定整个C3/MRC流程能耗高低的关键，而混合制冷剂高低压或混合制冷剂组分的影响较弱。
符 号 说 明
C3/MRC 丙烷预冷混合制冷剂循环
Cp 定压比热容，kJ·kmol-1·C-1
F1混合制冷剂流量，kmol·h-1
F2丙烷预冷系统中丙烷流量，kmol·h-1
LNG 液态天然气
No. 序号
P 压力，MPa
P H 混合制冷剂高压，MPa P L 混合制冷剂低压，MPa
Pi压力，MPa
T 温度，C
Ti温度，C
△T 温差，C
△T min 最小温差，C
Vapor Frac. 汽化率
W1 混合制冷剂循环功耗，kW·kmol-1
W2 丙烷预冷系统功耗，kW·kmol-1
W丙烷预冷混合制冷剂循环总功耗，
kW·kmol-1
下标：
i图1中的管线号
图1中管线号和阀门号：
MR-1～13 混合制冷剂
NG-1～6 原料天然气
V1～3 阀门
References
[1]Bailout N C, Price B C. Comparison of present day peakshaving
liquefaction technologies. 8th Topical Conference on Natural Gas Utilization. Topical Conference at the 2008 AlChE Spring National Meeting. Washington, DC, USA: American Chemical Society, 2008: 101-118.
[2]Anon. Process selection is critical to onshore LNG economics. World
Oil, 2006, 227(2): 95-96.
[3]Wilkes, M A. Floating LNG liquefaction facilities using the optimized
cascade process. 8th Topical Conference on Natural Gas Utilization.
Topical Conference at the 2008 AlChE Spring National Meeting.
Washington, DC, USA: American Chemical Society, 2008: 91.
[4]Shi Y, Gu A, Wang R, Zhu G. Optimization analysis of Peakshaving
cycle to liquefy natural gas//Zhang L, Lin L, Chen GB. ICEC 20: PROCEEDINGS OF THE TWENTIETH INTERNATIONAL CRYOGENIC ENGINEERING CONFERENCE. OXON, ENGLAND: ELSEVIER SCIENCE LTD, 2005: 741-744.
[5]Hoadley A F A, Remeljej C W. An exergy analysis of small-scale
liquefied natural gas (LNG) liquefaction processes. Energy, 2006, 31(12): 1669-1683.
[6]Gu Anzhong(顾安忠). Liquefied Natural Gas Technology(液化天然气
技术). Lu Xuesheng(鲁雪生), Wang Rongshun(汪荣顺), Shi Yumei(石玉美), Lin Wensheng(林文胜). Beijing: China Machine press, 2004: 54-63.
[7]Yang Xiaodong, Gu Anzhong, Xi Wenku, Ting Gao. Comparison study
on small-scale LNG plants in China. 8th Topical Conference on Natural Gas Utilization. Topical Conference at the 2008 AlChE Spring National Meeting. Washington, DC, USA: American Chemical Society, 2008: 128-136.
[8]Shi Yumei(石玉美), Wang Rongshun(汪荣顺), Gu Anzhong(顾安忠).
Influence of parameters on C3/MRC process performance of natural gas liquefaction(1). Natural Gas Industry, 2004, 24(2): 88-90.
[9]Shi Yumei(石玉美), Wang Rongshun(汪荣顺), Gu Anzhong(顾安忠).
Influence of parameters on C3/MRC process performance of natural gas liquefaction(2). Natural Gas Industry, 2004, 24(3): 111-114.