Frontier of Environmental Science June 2015, Volume 4, Issue 2, PP.71-76
Cold Half Pressure Type LPG Ship Re-liquefied System Operation Mode Research Zhengming Tong, Jiayong Bao#, Bo Zhou, Jiadong Zhu, Juncheng He College of Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China #
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Abstract With the growing use of the liquefied petroleum gas (LPG), fast development of liquefied gas transportation at sea, the demand for LPG ship at home and abroad are greatly increased. Lots of cold half pressure type LPG has been manufactured by our country. Re-liquefied system is avery important equipment on this kind of ship. In order to provide references for the design of the liquefaction system. Based on the types of working medium, choosing matched refrigerating cycle. By derivation, the theoretical formula is calculated two-stage compression and single-stage compression system. Through thermodynamic calculation of thermodynamic parameters, through analyzing and comparing different liquid working medium under different design pressure and the capacity of refrigeration coefficient, provide references for the design of the re-liquefaction system. Keywords: LPG Ship; Cold Half Pressure; Re-Liquefied System; Two-Stage Compression
半冷半压式液化石油气船再液化系统热力研究 童正明，包佳勇，周勃，祝佳栋，贺军成 上海理工大学，上海 200093 摘 要：随着液化石油气(LPG)使用量日益增长，海上液化汽运输正飞速的发展，使得国内外对 LPG 船的需求急剧增加。 其中，半冷半压式 LPG 船则是国内制造较多的船型，再液化系统则是该船型的关键设备。为再液化系统的设计提供参考， 从 LPG 船可以运输的液货工质种类入手，选择相适应的制冷循环类型。通过推导，得出两级压缩和单级压缩系统理论循 环的热力计算公式。经过计算得出循环的热力参数。通过分析比较不同液货工质在不同设计压力下的制冷系数,给出系统 中液货罐设计压力的选择办法。 关键词：再液化系统；液化石油气船；半冷半压式；两级压缩
引言 液化石油气(LPG)船在液货运输时，液货罐内外温差很大，外部的热量不可避免地传入罐内，导致液货 受热蒸发。当液货罐内压力达到特定值时，再液化系统启动，将高压液货蒸汽液化，使罐内压力降低。 液化石油气(LPG)船的再液化系统一般采用两级压缩制冷循环系统，其中压缩机多采用单机双级压缩， 此类压缩机的高、低压级的排量比已被生产厂家固定下来，为 1:3 和 1:2 两种。然而在实际的使用中，实际 排量比并不一定都符合这两种情况。如仍按照固定的排量比使用，会使压缩机处于不合理的运行工况，导 致压缩机效率降低，能耗上升。近年液化石油气(LPG)船逐渐发展为多用途的液化汽运输船，可运送像丙烷、 丙烯、氨、丁烷等多种化工原料液化气。由于这些液货在常压下的蒸发温度差别较大，采用两级压压缩制 冷系统合理，还是采用一级压缩制冷系统合理都是不同的。 国内大多数海工企业都是根据国外的设计单位，给定的设计压力来选取液货罐，少有资料分析这个设 计压力是如何选取的，本文将通过对不同设计压力的再液化系统热力计算，从而得出的制冷系数，以此为 液货罐设计压力的选择提供方法。 - 71 http://www.ivypub.org/fes
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再液化装置选择 本文研究的半冷半压式液化石油气船的再液化装置一般有三种类型 [1-2]，分别是单级压缩式制冷循环、
两级压缩式制冷循环和复叠式制冷循环。一般对于常压下的蒸发温度在-70 以下的液货，才选用复叠式制 冷循环。根据本文所研究的船中装载的液货常压下的蒸发温度，选用可通过管路改变，切换到单级压缩制 式冷循环的两级压缩制冷循环。 液货蒸气进入低压级压缩机进行压缩后，排出的气体经中间冷却器冷却后，再进入高压级压缩机。两 级压缩式制冷循环中，根据中间冷却器[3]的不同，又可分为中间完全冷却和中间不完全冷却。采用不完全冷 却的中间冷却器结构相对简单，体积也较小。由于船上的空间有限，故采用中间不完全冷却的两级压缩式 制冷循环。 为了进一步提高效率、减少能耗，也为了保证进入压缩机的蒸汽处于过热状态，在进入低压级压缩机 之前，设置回热器[4]，使中间冷却器中流出的液体与液货罐内抽出的蒸汽进行热交换。 在节流方式[5]上，选用一级节流。相对于二级节流，采用一级节流时，液体可直接从冷凝压力节流到蒸 发压力，可以利用压力差实现远距离供液，而且便于调节。 综上所述，选用两级压缩一级节流中间不完全冷却再液化系统。再液化装置系统的原理图如图 1 所示
图 1 两级压缩一级节流中间不完全冷却再液化系统原理图
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再液化系统热力循环 本文采用再液化系统制冷循环的理论循环进行热力计算，对于工程实际应用来说，理论循环的精度已
经足够达到实际应用的标准[6]。
2.1 两级压式缩制冷循环 两级压缩一级节流中间不完全冷却制冷系统的理论制冷循环 p-h 图如图 2 所示。
图 2 两级压缩一级节流中间不完全冷却制冷循环 p-h 图
(1)根据经验，设定低压级压缩机入口点 温度比液货舱蒸发温度点 的温度高 - 72 http://www.ivypub.org/fes
，即
(1) 式中 为循环 p-h 图中 i(i=1-10)点的温度值，单位 。 (2)低压级压缩机流量 (2) 式中
为系统设计冷量，单位 kj/s。 为 p-h 图中 i(i=1-10)点焓值，单位 kj/kg。
(3)选择最佳的中间压力，已知蒸发压力 和环境温度（冷凝压力
）的情况下，采用图解法。通过有
规律地选取多组中间压力值，计算出对应的制冷系数(COP)，利用图找出制冷系数(COP)最大时所对应的中 间压力，即为最佳中间压力
。
(4)根据中间冷却器的热平衡关系，可得出高压级压缩机流量 (3) (5)由中间冷却器两部分蒸汽混合过程的热平衡关系，可得 3 点焓值计算公式 (4) (6)根据经验，设定中间冷却器出口点 6 温度 比最佳中间压力对应的点 10 的温度高
，即 (5)
(7)回热器中点 6 跟节流阀入口点 7 的焓值差与点 0 跟点 1 的焓值差相同，根据经验设定点 1 温度比点 0 的温度高 5 ，即 (6) (7) (8)循环制冷系数 COP (8)
2.2 单级压缩式制冷循环 单级压缩一级节流制冷系统的理论制冷循环 p-h 图，如图 3 所示。
图 3 单级压缩一级节流制冷循环 p-h 图
(1)回热器中冷凝器出口点 3 与节流阀入口点 4 焓值的差值跟压缩机入口点 1 焓值与液货舱蒸发温度点 0 的焓值的差值相同，所以根据经验，设定点 1 温度比点 温度高 5 ，即 (9) ( 10 ) (2)循环制冷系数 COP ( 11 ) - 73 http://www.ivypub.org/fes
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热力计算数据 选择四种设计压力对再液化装置的液货罐进行计算，分别为 0.2MPa、0.3MPa、0.4MPa、0.5MPa。这里
选择四种液货工质：丙烷、丙烯、氨和丁烷进行热力计算，其中丙烷、丙烯、氨在常压下蒸发温度都在30 以下，用两级压缩制冷循环来计算分析，而丁烷常压下的蒸发温度在 0 左右，用单级压缩制冷循环来 计算分析。 再液化装置的热力循环分析计算[6]中，假定环境温度不变，即冷凝温度维持在 45 ，得出不同液货的冷 凝压力。 四种液货工质在不同设计压力下，各点的物性参数通过查阅物性参数表[8]查得。由此对压焓图上各点进 行热力计算。
3.1 两级压缩制冷循环热力参数 (1)丙烷在四种设计压力下，热力计算所得压焓图上各点热力参数见下表。表中，各状态点的焓值 单位 为
，比容 的单位为
，温度 t 的单位为 。
(2)丙烯在四种设计压力下，热力计算所得压焓图上各点热力参数见下表。 (3)氨在四种设计压力下，热力计算所得到压焓图上各点热力参数见下表。 表 1 丙烷压焓图不同压力下各点热力参数 压力(MPa) 0.2 0.3 0.4 0.5 压力(MPa) 0.2 0.3 0.4 0.5
中间温度 9.2 14.2 17.5 21.5 t4 57.1 55.2 53.9 53.1
h0 545.75 558.87 568.77 576.76 h5 321.78 321.78 321.78 321.78
h1 553.49 567.01 577.25 585.54 h6 236.50 249.76 258.45 269.19
v1 0.22 0.15 0.11 0.09 h7 228.76 241.62 249.97 260.40
h2 607.14 608.44 609.30 612.02 h8 228.76 241.62 249.97 260.40
h3 601.67 604.56 606.30 609.69 h9 321.78 321.78 321.78 321.78
v3 0.078 0.071 0.0614 0.0552 h10 584.80 590.10 593.45 597.43
h4 646.01 641.57 638.75 636.92 COP 2.82 3.58 4.42 5.37
h3 606.61 608.35 609.94 610.99 h9 319.14 319.14 319.14 319.14
v3 0.074 0.062 0.055 0.051 h10 582.87 587.69 591.22 593.80
h4 658.18 651.08 646.36 642.79 COP 2.49 3.10 3.74 4.43
h3 1734.97 1714.27 1706.40 1692.87 h9 558.62 558.62 558.62 558.62
v3 0.242 0.210 0.179 0.165 h10 1615.39 1618.81 1622.23 1623.66
h4 1918.08 1866.74 1831.29 1804.20 COP 3.23 4.06 4.93 5.88
表 2 丙烯压焓图不同压力下各点热力参数 压力(MPa) 0.2 0.3 0.4 0.5 压力(MPa) 0.2 0.3 0.4 0.5
中间温度 5.8 11.3 15.6 18.8 t4 66.6 63.2 61 59.4
h0 546.37 557.68 566.11 572.85 h5 319.14 319.14 319.14 319.14
h1 553.51 565.16 573.90 580.92 h6 227.10 241.09 251.96 260.32
v1 0.23 0.15 0.11 0.09 h7 219.97 233.60 244.16 252.25
h2 614.90 614.36 614.56 614.68 h8 219.97 233.60 244.16 252.25
表 3 氨压焓图不同压力下各点热力参数 压力(MPa) 0.2 0.3 0.4 0.5 压力(MPa) 0.2 0.3 0.4 0.5
中间温度 10.1 14.1 18.5 20.5 t4 144.7 124.9 111.4 101.2
h0 1582.40 1594.80 1603.34 1609.21 h5 558.62 558.62 558.62 558.62
h1 1594.47 1607.42 1616.43 1623.21 h6 414.47 433.17 453.98 463.52
v1 0.60 0.41 0.31 0.25 h7 402.39 420.46 440.89 450.00
h2 1751.28 1725.56 1714.68 1699.05 h8 402.39 420.46 440.89 450.00
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表 4 丁烷两种压力压焓图各点的热力参数 压力(MPa) 0.2 0.3 压力(MPa) 0.2 0.3
中间温度 29.8 35.3 t4 46.2 47.8
h0 612.15 630.78 h5 309.58 309.58
h1 620.97 640.04 h6 283.77 297.62
v1 0.19 0.13 h7 274.94 288.36
h2 634.71 644.08 h8 274.94 288.36
h3 634.19 643.15 h9 309.58 309.58
v3 0.143 0.123 h10 627.77 635.60
h4 651.71 654.82 COP 0.73 0.89
(4)由于丁烷在 45 时的压力为 0.4342MPa，故只选 0.2MPa 和 0.3MPa 进行计算。丁烷在两种设计压力 下，热力计算所得压焓图上各点热力参数见下表。
3.2 再液化系统计算结果分析 根据表 1 至表 4 四种液货工质在四种设计压力下得到的热力参数表，可得出四种工质在不同压力下的循 环制冷系数 COP 与设计压力 P 的关系，如图 4 所示。 四种工质在不同压力下高压级压缩机排量温度 t4 与设计压力 P 的关系如图 5 所示。 从图 4 和图 5 中可以看出，无论哪种工质，都有这样的变化趋势：随着设计压力的增大，高压级排气温 度降低，循环制冷系数增加。
图 4 四种工质不同压力下 COP-P 图
4
图 5 四种工质不同压力下 t4-P 图
结论 通过对四种液货工质，在由小变大的四种设计压力下的热力计算，可以发现，随着设计压力的升高，
对应的制冷系数越大，高压级压缩机出口排气温度降低。因此在选取液货罐的时候，再液化系统开机时的 压力越高越好，即液货罐设计压力越高越好，但考虑到液货罐是压力容器，压力越大压力容器的制造成本 也越高，所以要在考虑液货罐制造成本的基础上合理选取液货罐设计压力。 两级压缩制冷系统可以通过管路改变 [10]来实现两级压缩与单级压缩之间的切换，这样就不需要单独设 计单级压缩机系统。所以，根据所装载的液货种类、所需处理的制冷量和设计压力的大小，来决定采用两 级压缩式制冷循环还是单级压缩式制冷循环，只要通过改变相应的管路即可实现。这样既节省了船舶空间、 提高了使用效率，也降低了制造成本。
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【作者简介】 1
童正明（1954-），男，汉族，教授，研究方向：制冷、供
2
包佳勇（1991-），男，汉族，硕士研究生，研究方向：制
热工程的开发研究、过程装备系统集成。
冷、再液化系统，上海理工大学。
Email: tzm15900414975@163.com
Email: 329303069@qq.com 3
周勃（1990-），男，汉族，硕士研究生，研究方向：再液
化系统、内部热耦合精馏系统，上海理工大学硕士在读研究 生。Email: zhoubomailbox@126.com
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