NO317035B1

NO317035B1 - Fremgangsmate og apparatur for regulering av produksjon og temperatur i et LNG-anlegg med blandet kjolemiddel

Info

Publication number: NO317035B1
Application number: NO19983358A
Authority: NO
Inventors: Jorge Anibal Mandler; Philip A Brochu; Jr James Robert Hamilton
Original assignee: Air Prod & Chem
Priority date: 1997-07-24
Filing date: 1998-07-21
Publication date: 2004-07-26
Also published as: ID20619A; CA2243837A1; DE69809651T2; JPH1192770A; EP0893665A2; DE69809651D1; EP0893665B1; CA2243837C; NO983358L; EP0893665A3; NO983358D0; CN1220385A; RU2142605C1; KR19990014147A; KR100282788B1; MY117162A; US5791160A; AU699073B1; JP3016479B2

Description

Foreliggende oppfinnelse vedrører reguleringssystemer for produksjon av flytende naturgass (LNG) og mer spesielt en fremgangsmåte og en apparatur som regulerer LNG-produksjonen og LNG-temperaturen.

Systemer for kondensasjon av naturgass som anvender et flerkomponent kjølemiddel, er i utstrakt bruk i hele verden. Flerkomponent kjølemiddelprosesser og kryogenutstyr som brukes i industrien, og regulering av LNG-produksjonsprosessen er viktig for å operere et anlegg effektivt, spesielt når man forsøker gradvis å øke produksjonen av et fast anlegg eller forsøker å justere i forhold til ytre prosessforstyrrelser. Mange basis-belastnings-LNG-anlegg i verden anvender en blandet kjølemiddelprosess som er manu-elt kontrollert eller kontrollert for å tilfredsstille kun noen av nøkkelkontrollhensiktene.

Simultan og uavhengig kontroll av både LNG-produksjonsmengden og temperaturen er viktig for drift av LNG-anlegg. Ved å fiksere og opprettholde LNG-produksjonsmengden kan anleggsoperatørene passende planlegge og oppnå de ønskede produk-sjonsmengdene som er nødvendig for produktutskipningsplanen. Det å opprettholde temperaturen til LNG som kommer ut av hovedkryogenvarmeveksleren innen et spesifi-sert område, er viktig for nedstrømsprosessering og for å forhindre utstyrsproblemer nedstrøms. Med en gang reguleringskontroll er oppnådd for nøkkelvariablene, kan det implementeres optimaliseringsstrategier. Dersom reguleringskontrollen ikke er tilfredsstillende, vil også vanlig dag-for-dag-drift påvirkes i negativ grad.

Et kjent kontrollsystem er basert på strategien i henhold til US 4.809.154 av 28. februar 1989 i navnet Charles Newton, og rettet mot å kontrollere hovedkryogenvarmeveksler/ blandet kjølemiddel-kretssystemet. Den anbefalte kontrollstrategien i henhold til US 4.809.154 har som hensikt å oppnå høyest mulig produksjon pr. forbrukt energienhet. Kjøle-kapasiteten er bestemt ved innstilling av hastigheten til lavtrykks- og høytrykks-multikomponent, eller blandet, kjølemiddel (MR) kompressorer, og ved å justere den totale beholdningen og sammensetningen av MR med MR-makeupventiler og høy-trykksseparatorventiler og dreneringsventiler. Kompressorhastighet, makeupventiler og ventilering og dreneringsventiler reguleres av operatørene efter behov, men utgjør ingen del av den automatiske reguleringskontroUstrategien. Reguleringskontrollstrategien består av tre hovedtilbakekoblingsløkker. En kald JT-ventil reguleres for tilbakemeldingskontroll av trykkforholdet over MR-kompressorene. En varm JT-ventil reguleres for tilbakemeldingskontroll om forholdet mellom tungt (blandet kjølemiddelvæske eller MRL) til lett (blandet kjølemiddel-damp eller MRV) MR. Regulering av LNG avtaks-temperaturen gjøres ved hjelp av LNG-avtaksventil(er).

Figur 10 viser skjematisk et strømningsdiagram av et anlegg 40 for flytende naturgass med blandet kjølemiddel, og antyder også plasseringen av sensorer, for et kaskadekont-rollsystem i henhold til kjent teknikk. Som vist i figur 10, innbefatter MR LNG-anlegget 40 en tilførselsføde av naturgass ved ledning 10 som strømmer gjennom ventil 12 til en varmeveksler 14. Efter avkjøling i varmeveksler 14, tilveiebringes LNG ved ledning 11 som en utløpsstrøm fra Joule-Thomson (JT) LNG-avtaksventil 30. Naturgass avkjøles i varmeveksleren 14 med en varmevekslingsprosess som anvender en kjø-lecyklus med lukket krets med MR. MR innbefatter en dampkomponent MRV og en væskekomponent MRL. Prosessen for kondensasjon i et LNG-anlegg og elementene til LNG-anlegget for å implementere denne prosessen er vel kjent og beskrevet i detalj i US 3.763.658 av 9. oktober 1973 i navnet Lee S. Gaumer, jr. et al.

Naturgassen som tilføres til varmeveksleren 14 gjennom ledning 10 kan være behandlet først ved separasjons- og behandlingsprosesser som innbefatter minst en enkeltkompo-nent kjølecyklus før den tilveiebringes til multikomponentkjølepartiet i kondensasjons-prosessen. I denne første behandlingen kan naturgass fra en kilde tilveiebringes ved trykk på mellom 28 kg/cm<2> og 70 kg/cm<2>a, hvor 49 kg/cm<2>a er en typisk verdi. Dette trykket er bestemt av systemkravene for separasjon av tunge hydrokarboner, urenheter, vann og andre uønskede komponenter. Naturgassen blir deretter avkjølt til en første temperatur, som er typisk rundt omgivende temperatur (21 °C) ved en første enkeltkom-ponent varmevekslingsprosess. Ved avkjøling av naturgassen brukes en faseseparator for å fjerne kondensert vann og deretter føres naturgasstrømmen til en eller flere tørkere for å fjerne ytterligere fuktighet.

Den tørkede naturgasstrømmen blir deretter ytterligere avkjølt til en temperatur på tilnærmet -1 °C i en andre varmevekslerprosess, og deretter ført til skrubbere eller andre tilsvarende enheter, for å fjerne benzen og andre tyngre hydrokarboner. Naturgass-strømmen fra skrubberne blir deretter avkjølt ytterligere i en tredje varmevekslerprosess til tilnærmet -35°C og blir deretter ført til tosone-varmeveksleren 14 som anvender en flerkomponent kjølecyklus.

Med henvisning til figur 10, skjer kondensasjonsprosessen når naturgassen strømmer gjennom en tosone-varmeveksler 14. Naturgass fra separasjons- og behandlingsproses-sene kommer inn i tosone-varmeveksleren 14 fra en tilførselsledning 10 og passerer oppover gjennom rørkrets 114 fra inntaksventil 12 ved en varm bunt 110 av varmeveksleren 14. Naturgassen i rørkretsen 114 avkjøles ved en motstrøm av MR sprøytet nedover over rarkretsen ved hjelp av sprøytehoder 124. Naturgassen strømmer i rørkretsen 114 som er innbefattet i den varme bunten 110, som er den første sonen i varmevekslerskallet 122. Naturgassfødestrømmen passerer inn i kaldbunt 112, som er den andre sonen, og passerer oppover gjennom rørkretsen 115 som er avkjølt av en andre mot-strøm av MR som strømmer fra sprøytehodet 126.

MR, som kan være en blanding bestående av nitrogen, metan, etan og propan, anvendes til å gi kjøling i skallet 122 til varmeveksleren 114. Som kjent, kan MR tilveiebringes som en væske, og som en damp i varmeveksleren 14. Varmevekslingen mellom naturgassen og MR gjøres effektivt ved fordamping av MR på skallsiden av varmeveksleren.

Det lukkede multikomponent-kjølecykluspartiet til kondensasjonsprosessen innbefatter to kompressortrinn, et lavtrykks kompressort ri nn 34 og et høytrykks kompressortrinn 32. I^vtrykkskornpressortrinnet 34 mottar MR fra varmeveksleren 14, komprimerer MR og fører derefter komprimert MR til høytrykkskompressortrinnet 32. Lavtrykkskompressortrinnet kan innbefatte en varmevekslerprosess som for eksempel er tilveiebragt av en efterkjøler. Høytrykkskompressortrinnet 32 komprimerer og tilveiebringer MR ved et ønsket trykk og kan også tilveiebringe en viss lokal varmevekslingsprosess gjennom en efterkjøler. Den komprimerte MR fra lavtrykks-kompressortrinnet 34 er typisk ved ca. 3.2 kg/cm<2>a, og det komprimerte MR fra høytrykkskompressortrin-net 32 er typisk ved ca. 49 kg/cm<2>a og tilveiebragt ved en temperatur på tilnærmet 77 °C.

Komprimert MR fra høytrykkskompressortrinnet 32 blir ført til en annen varmevekslerprosess med en eller flere enkeltkomponentvarmevekslere 128. Typisk brukes propan som enkeltkomponentkjølemiddel. MR ved 49 kg/cm<2>a blir typisk avkjølt til -35°C ved varmevekslingsprosessen, men trykket og temperaturen som anvendes i et LNG-anlegg varierer, og er avhengig av det ønskede forholdet mellom MRL til MRV for systemet.

Det komprimerte og avkjølte MR fra varmeveksleren 128 blir derefter ført til separatoren 42, som separerer MR i MRV-ledning 13 og MRL-strøm i ledning 15. Derefter må MR forkjøles til en temperatur tydelig under frysepunktet til vann og fortrinnsvis til en temperatur i området -18 til -73°C. MRL fra separatoren 42 på ledning 15 blir derfor ført gjennom den varme bunten 110 til varmeveksleren 14 for avkjøling av MRL i rørkrets 118. Strømningsmengden av MRL fra rørkrets 118 til sprøytehodet 124 kan justeres med varm JT-ventil 18. MRV fra separator 42 på ledning 13 blir også ført til den varme bunten 110 til varmeveksleren 14 for å avkjølt MRV i rørkrets 116. MRV blir derefter tilført til kaldbunt 112 i rørkrets 117, og strømningsmengden av MRV fra rørkrets 117 til sprøytehodet 126 kan justeres av kald JT-ventil 16. Kjøling av MRV og MRL i rørkretsene skjer på en enkel måte i forhold til avkjølingen av naturgasstrømmen i rørkretsene 114 og 115 beskrevet tidligere ved bruk av motstrømmene MR.

MRL i rørkrets 118 blir underkjølt i varmeveksler 14 til en temperatur i størrelsesorden - 112 °C, og underkjølt MRL ekspanderes i varm JT-ventil til et trykk i størrelsesorden 3.S kg/cm<2>a, hvorved endel flasher til damp og dets temperatur faller til tilnærmet -118 °C. Væsken og den flashede dampen blir derefter injisert i varmbunt 110 gjennom sprøytehodet 124.

MRV i rørkrets 116 blir også underkjølt i varmeveksler 14, hvor det kondenseres og deretter føres til den andre rørkretsen 117 i kaldbunten 112, hvor kondensert MRV un-derkjøles til tilnærmet -168 °C. Denne underkjølte væskefraksjonen ekspanderes i kald JT-ventil 16 til et trykk i størrelsesorden 3.5 kg/cm<2>a, hvor endel flasher av til damp. Væskefraksjonen og den avflashede dampen blir derefter injisert i kaldbunt 112 gjennom sprøytehodet 126.

Ved å strømme nedover i rørkretsene blir MR fordampet i varmeveksling med natur-gassfødestrømme, såvel som i varmeveksling med MRL og MRV som strømmer oppover i varmeveksleren 14. Som et resultat blir all MRL og væskefraksjon rekombinert i dampfasen ved bunnen av varmeveksleren 14 og dampen føres tilbake til sugesiden av lavtrykkskompressortrinn 34. MR føres tilbake til kompressorene 32 og 34 for kompresjon og etterfølgende avkjøling og separasjon gjennom ledning 120.

Kjølekapasiteten kan bestemmes ved å innstille hastigheten til lavtrykks- og høytrykks-blandet kjølemiddel (MR) kompressortrinnene 34 og 32, og ved å justere den totale beholdningen og sammensetningen av MR med MR makeupventiler 100,101,102 og 103; og høytrykksseparatorutlufting og dreneringsventiler (ikke vist). Kompressorhastighet, makeupventilposisjoner og ventilerings- og dreneringsventiler blir om nødvendig justert av operatørene.

Det er tre tilbakematningsløkker i henhold til teknikkens stand.

Den første tilbakematingsløkken i henhold til kjent teknikk regulerer LNG-avtakstem-peraturen ved kaskadekontroll ved å anvende en temperatur-indikatorkontroller (TIC) 26 og strømningsindikatorkontroller (FIC) 28. Temperaturen til LNG-utløpsstrømmen fra varmeveksleren 14 måles og sammenlignet med en settpunktsverdi SP1 av TEC 26 for å tilveiebringe et ønsket strømningskontrollsignal for å justere foreliggende temperatur til ønsket temperatur. FIC 28 måler den tilstedeværende LNG-strømmen og sammenligner denne med det ønskede strømningssignalet fra TIC 26, og justerer LNG-avtaksventilen(e) 30 i henhold til dette.

I den andre tilbakematingsløkken justeres den varme JT-ventilen 18 for tilbakema-tingskontroll av forholdet mellom tungt (blandet kjølemiddel væske eller MRL) til lett (blandet kjølemiddeldamp eller MRV) MR. Den varme JT-ventilen 18 er regulert av en strømningsforholdkontroller (FRC) 22 som sammenligner MR-strømningsforholdet av RL til MRV (som målt med strømningsindikatorer 20) og MRL:MRV-forholdet bereg-net av deler 24 til en settepunktverdi (SP2) bestemt offline.

I den tredje tilbakematingsløkken reguleres den kalde JT-ventilen 16 for tilbakematings-kontroll av trykkforholdet over MR-kompressortrinnene 32 og 34 ved en kompresjons-forholdkontroller (CRC) 39. CRC 39 danner et tilbakematningssignal som anvender en settpunktverdi SP3 også bestemt offline, og kompressortrykkene blir avlest av trykkin-dikatorer (PI) 38.

Ved å endre posisjonen til LNG-avtaksventilen 30 for å regulere LNG-temperaturen, blir LNG-produktstrømmen direkte påvirket og det er derfor ikke mulig med uavhengig regulering av både strøm og temperatur ved deres ønskede settpunkter med dette skjemaet. LNG-produksjonen får "flyte" og den ønskede produksjonsmengden oppnås på en indirekte måte. Endring av strømningskontrollsignalet til FRC 22 eller kompresjonsfor-holdkontrollsignalet til CRC 39 ved endring av settpunktene SP2, SP3, eller ved at ope-ratørene endrer kompressorhastigheten, MR-sammensetningen eller beholdningen bestemmer kjølekapasiteten. For å opprettholde produksjons temperaturen innen et ønsket område, lar TIC 26 LNG-produksjonen flyte for å tilpasses den tilveiebragte kjølingen.

Senere forsøk på å forbedre kontrollen av LNG-prosesser har opprettholdt kontrollstrategien til US 4.809.154 som underliggende skjema. For eksempel beskriver US 5.139.548 et skjema med regulering ved forover-kobling for justering av omgivende temperaturendringer, som er lagt over på det gamle skjemaet.

En apparatur ifølge ingressen i krav 27 er for eksempel kjent fra US 3.742.721.

Ifølge oppfinnelsen tilveiebringes det en fremgangsmåte som omfatter trekkene ifølge krav 1 og en apparatur omfattende trekkene i krav 27. På denne måte opprettholdes strømningshastigheten for LNG-utløpsstrømmen ved en på forhånd bestemt strømnings-verdi og temperaturen ved en på forhånd bestemt temperaturverdi.

En ytterligere utførelsesform innbefatter å variere en verdi forbundet med en kompressor som tilveiebringer kjølingen for å justere temperaturverdien av LNG-utløpsstrømmen.

I henhold til en annen utførelsesform varieres en verdi til blandet kjølemiddel (MR) som tilveiebringer avkjøling for å regulere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen.

Disse og andre trekk og fordeler ved foreliggende oppfinnelse vil fremgå klarere fra den etterfølgende detaljerte beskrivelsen med henvisning til de medfølgende tegninger. Figur 1 viser et skjematisk strømningsdiagram av en flytende naturgass-anlegg med blandet kjølemiddel i henhold til en utførelsesform av foreliggende oppfinnelse. Figur 2 er et høynivåblokkdiagram som viser den grunnleggende tilbakekoblings-kontrollen for den hastighetskontrollbaserte utførelsesformen av foreliggende oppfinnelse. Figur 3 er et skjematisk strømningsdiagram av et typisk flytende naturgass-anlegg med blandet kjølemiddel og indikerer plasseringen av sensorer for et hastighetsbasert kontrollsystem som vist i figur 2. Figur 4 er et høynivå blokkdiagram som viser den grunnleggende tilbakekoblings-kontrollen for den resirkulasjonsbaserte utførelsesformen av foreliggende oppfinnelse. Figur 5 viser skjematisk et strømningsdiagram av et typisk flytende natur-gassanlegg med blandet kjølemiddel og indikerer plasseringen av sensorene for et resirkulasjonsbasert kontrollsystem som vist i figur 4. Figur 6A er et kurve som viser LNG-strømningsmengden som funksjon av tiden for en 4% trinnreduksjon av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 6B er en kurve som viser regulering av LNG-temperaturen som funksjon av tiden for en 4% trinnvis reduksjon av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 6C er en kurve som viser reguleringen av kompressorhastighet som funksjon av tid for en 4% trinnvis reduksjon av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 6D er en kurve som viser kontrollvirkningen til en varm JT-ventilposisjon som funksjon av tiden for en 4% trinnvis reduksjon av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 7A er en kurve som viser reguleringen av LNG-strømmengden som funksjon av tiden for en 4% trinnvis økning av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 7B er en kurve som viser reguleringen av LNG-temperaturen som en funksjon av tiden for en 4% trinnvis økning av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 7C er en kurve som viser kontrollvirkningen til en varm JT-ventilposisjon og kald JT-posisjon som funksjon av tiden for en 4% trinnvis økning av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 7D er en kurve som viser skalltemperaturen av en varmeveksler som funksjon av tiden for en 4% trinnvis økning av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 7E er en kurve som viser reguleringen av kompressorhastighet som funksjon av tiden for en 4% trinnvis økning av LNG-strørnnings-settepunktscenariet. Figur 8 A er en kuve som viser regulering av LNG-strømningsmengde som funksjon av tiden for en 35% trinnvis reduksjon, ved 1% pr. minutt, i LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 8B er en kurve som viser regulering av LNG-temperatur som funksjon av tid for en 35% trinnvis reduksjon, i LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 8C er en kurve som viser regulering av lavtrykk- og høytrykkompressorhastigheter som funksjon av tiden for en 35% trinnvis reduksjon ved 1% pr. minutt i LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 8D er en kuve som viser reguleringsvirkningen av varm JT-ventilposisjon som funksjon av tiden for en 35% trinnvis reduksjon ved 1% pr. minutt av LNG-strømnings-settepunktscenariet. Figur 9A er en kurve som viser regulering av LNG-strømmengden som funksjon av tiden for en serviendring og forstyrrelsesavvisning for å opprettholde settepunktscenariet. Figur 9B er en kurve som viser regulering av LNG-temperaturen som funksjon av tiden for en servoendring og forstyrrelsesavvisning for å opprettholde settepunktscenariet. Figur 10 er et skjematisk strømningsdiagram av et typisk flytende naturgass-anlegg med blandet kjølemiddel og indikerer plasseringen av sensorer for et skadekontroUsystem i henhold til kjent teknikk.

I figur 1 er det vist en tosone-varmeveksler 210 innbefattende en varm sone 212 og en kald sone 214, som hver er vist med stiplede linjer i figur 1. Varmeveksleren kan være av enhver kjent type innen området som tillater indirekte varmeveksling mellom to flu-idstrømmer. Slike varmevekslere kan være plate- og finnevarmevekslere, rør- og skall-varmevekslere, innbefattende spoleviklede rørvarmevekslere eller enhver annen tilsvarende anordning som muliggjør indirekte varmeveksling mellom fluider, så som en naturgass-strøm og en kjølemiddelstrøm. Strømmen av naturgass gjennom varmeveksleren kan være oppover, nedover eller også horisontalt. Selv om strømmen gjennom varmeveksleren 210 er vist i figur 1 som horisontal, bør dette ikke anses som noen prosess-begrensning, siden strømmen kan være vertikal og enten oppover eller nedover, generelt avhengig av den spesielle typen varmeveksler som er valgt.

I skjemaet i figur 1 blir naturgass ført inn i varmeveksler 210 via naturgassinnløpsled-ning 216 og naturgassen passerer gjennom den varme sonen 212 via varmevekslerbane 218 og derefter gjennom den kalde sonen 214 via varmevekslerbane 220 og til slutt blir flytende naturgass (LNG) fjernet fra varmeveksleren 210 via LNG-utløpsledning 222, som inneholder en strømningskontroll eller trykkreduksjonsanordning 224. Denne strømningskontroll- eller trykkreduksjonsanordningen kan være enhver anordning som er passende for regulering av strømning og/eller reduksjon av trykket i ledningen, og kan for eksempel være i form av en turboekspander, en J-T-ventil eller en kombinasjon av begge, så som for eksempel en JT-ventil og en turboekspander i parallell, som gir mulighet for å bruke enten eller både JT-ventilen og turboekspanderen samtidig.

I figur 1 er det også vist en kjølecyklus 226 med lukket krets som også er antydet med stiplede linjer. Som vist i figur 1, består denne kjølecyklus med lukket krets i det ve-sentlige av kjølemiddelkomponent-innløpsledninger 228 og 230, for å føre inn i kjøle-kretsen forskjellige komponenter til en multi-komponent eller blandet kjølemiddel. Selv om det i figur 1 kun er vist to separate kjølemiddelkomponentinnløp, vil en fagmann innen området forstå at i praksis kan multikomponent eller blandet kjølemiddel bestå av tre, fire eller til og med fem forskjellige komponenter, men for illustrasjon i foreliggende figur, er det kun vist to. Kjølemiddelkomponent-innløpsledningene 228 og 230 inneholder hver ventiler henholdsvis 232 og 234, for å regulere mengden av de individuelle komponenter som føres inn i kjølekretsen. Multikomponent eller blandet kjølemiddel føres inn via blandet kjølemiddel (MR) innløpsledning 236 til kompressor 238. Komprimert MR fra kompressor 238 føres ved hjelp av ledning 240 inn i kjøleren 242, hvor det komprimerte MR avkjøles tilstrekkelig til å oppnå minst en delvis kondensasjon derav. Kjøleren 242 kan være av enhver kjent type innen området og den komprimerte MR-gassen kan avkjøles mot forskjellige materialer, innbefattende vann, avkjølt vann og andre hydrokarboner så som tyngre hydrokarboner innbefattende for eksempel propan. Selv om det er vist enkle kompresjons- og avkjølingstrinn (238 og . 242) vil en fagmann innen området forstå at det lett kan anvendes flere kompresjons-trinn med mellom-kjøling i denne situasjonen. Av illustrasjonsmessige årsaker er det kun vist enkle kompresjons-og avkjølingstrinn.

Delvis kondensert MR føres via ledning 244 inn i separator 246, hvor det separeres til væske- og dampfaser. Væskefasen av MR (MRL) fjernes fra separatoren 246 ved hjelp av ledning 248 og føres inn i den varme sonen 212 til varmeveksleren 210. Damp fasen av MR (MRV) fjernes fra separatoren 246 ved hjelp av ledning 250 og føres også inn i den varme sonen 212 til varmeveksleren 210. Som vist i denne figuren, strømmer MRV gjennom den varme sonen 212 via varmevekslerbanen 252 nedstrøms til strømmen av naturgass i varmevekslingsbanen 218, også i den varme sonen 212. Det bør selvfølgelig forstås at det også er mulig at strømmen er motstrøms med en annen utforming av varmeveksleren. Tilsvarende strømmer MRL gjennom varmevekslerbanen 254 i den varme sonen 212, også nedstrøms med strømmen av naturgass gjennom varmevekslerbanen 218 i den varme sonen av varmeveksleren 210. MRV fortsetter å strømme gjennom varmeveksler-banen 256 i den kalde enden 214 av varmeveksler 210, nedstrøms med strømmen av naturgass gjennom varmevekslerbanen 220 i den kalde sonen 214 til varmeveksleren 210.

MRV fjernes derefter fra varmeveksleren 210 ved hjelp av ledning 258 og føres gjennom strømningskontroll eller trykkreduksjonsanordning 260, hvor trykket til det blandede kjølemidlet i ledning 258 reduseres og resulterer i en reduksjon av temperaturen til MRV. Igjen kan anordningen 260 være enhver passende anordning for å regulere strøm og/eller redusere trykket i ledningen og kan for eksempel være i form av en turboekspander, en J-T-ventil eller kombinasjon av begge, så som for eksempel en J-T-ventil og en turboekspander parallell, som gir mulighet for å anvende enten eller både J-T-ventilen og turboekspanderen samtidig. MRV med redusert temperatur, efter å ha forlatt anordning 260 føres derefter inn igjen i varmeveksler 210 via ledning 262 og passerer gjennom varmevekslerbanen 264 i den kalde enden 214 av varmeveksleren 210. Strømmen gjennom varmevekslerbanen 264 er motstrøms til strømmen av landet kjøle-middeldamp i varmeveksler-banen 256 og naturgasstrømmen i varmevekslerbanen 220.

Efter å ha passert gjennom varmevekslerbanen 254 i den varme enden 212 av varmeveksleren 210, fjernes MRL fra varmeveksleren 210 ved hjelp av ledning 264, og føres

til strørrmingskontroll/trykkreduksjonsanordning 268, hvor trykket til den blandede kjø-lemiddelvæsken reduseres og derved frembringer en reduksjon av temperaturen til dette materialet. Som nevnt over, kan anordningen 268 være enhver anordning passende for å regulere strøm og/eller redusere trykket i ledningen og kan for eksempel være i form av en turboekspander, en J-T-ventil eller en kombinasjon derav, så som for eksempel en J-T-ventil og en turboekspander i parallell, som gir mulighet for å bruke enten eller både J-T-ventilen og turboekspanderen samtidig. MRL med redusert temperatur blir så, efter å ha forlatt anordning 268, derefter ført inn igjen i varmeveksler 210 ved hjelp av ledning 270 og kombineres med MRV-strøm som forlater varmevekslerbanen 264 og de kombinerte strømmene fra ledning 270 og varmevekslerbanen 264 føres gjennom varmevekslerbanen 272 som er i indirekte varmevekslede forhold med varmevekslerbanene 218,252 og 254 i den varme sonen 212 til varmeveksleren 210, og de kombinerte strømmene strømmer gjennom den varme sonen 212 i motstrøm i forhold til strømmen av naturgass gjennom varme-vekslerbanen 218 og strømmen av MR gjennom varmevekslerbanene 252 og 254. Typisk er den kombinerte blandede kjølemiddelstrømmen som passerer gjennom varmevekslerbanen 272 fullstendig fordampet ved det tidspunkt den når enden av varmevekslerbanen 272 og det fordampede blandede kjølemidlet fjernes fra varmeveksler 210 ved hjelp av ledning 274 og resirkuleres til kompressor 238 i kjølecyklus 226 med lukket krets.

Tilsvarende er varmevekslerbanene 220,256 og 264 i den kalde sonen av varmeveksleren 210 også i indirekte varmevekslende forhold med hverandre.

Som også vist i figur 1, er det en temperaturmåleanordning 276 forbundet med ledningen 222 for å måle temperaturen til den flytende naturgass-strømmen som strømmer i ledning 222. Tilsvarende er det forbundet med ledning 222 en strømningsmåleanord-ning 278 for å måle strømmen av flytende naturgass i ledning 222. Temperaturmåleanordningen 276 genererer et signal som respons til temperaturen av LNG i ledning 222 som brukes for å regulere kjølecyklusen 226 med lukket krets, som antydet med stiplet linje 280 som strekker seg fra temperaturmåleanordningen 276 til den stiplede linjen rundt kjølecyklusen 226 med lukket krets. Strørnningsmåleanordningen 278 genererer også et signal som respons til strømningen av LNG i ledning 222 og dette signalet føres til strørnningskontrollanordning 224 som antydet med linje 282. På denne måten ved måling av temperaturen og strømningsmengden i LNG-utløpsstrømmen kan generelt kjølingen av naturgassen reguleres ved å justere temperaturen til LNG-utløpsstrømmen, mens strømningsmengden av LNG-utløpsstrømmen er uavhengig regulert, for derved å opprettholde strømningsmengden og temperaturen til LNG-utløpsstrømmen ved ønskede nivåer.

I en mer spesiell illustrasjon av oppfinnelsen, blir signalet i ledning 280 ført til kompressor 238, som vist ved forlengelsen av den stiplede linjen 280 og antydet med referan-senummer 281, for å variere en verdi forbundet med kompressoren som tilveiebringer avkjøling og derved regulere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen i ledning 222. Mer spesielt, i en slik utforming hvor kompressoren 238 justerer strømmen og trykket til kjølemidlet i kjølecyklus 226 med lukket krets, kan kompressorverdien som varieres være enhver eller flere av kompressorhastighet, ledefinnevinkel eller statorbladposisjon, som virker til å regulere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen i ledning 222.

I tillegg kan den forutbestemt måleverdi basert på begrensningene som definerer et av driftsområdene til kompressoren 238 etableres som antydet med settpunkt 1-anordning 284 forbundet med kompressoren 238 og denne spesielle kompressorverdien kan justeres til det korresponderende settpunktet. Basert på justeringen av den valgte verdien til kompressoren 238, kan en verdi forbundet med resirkulasjonen av kjølemidlet i lukket kretssyklus 226, for eksempel strømningskontroll eller trykkreduksjons-anordning 268 varieres. Dette er antydet med stiplet linje 285 som kommer fra kompressoren 238 til strømmngskontroll/trykkreduksjonsanordning 268.

Videre kan strømningsmengden av kjølemidlet i den lukkede kjølecyklusen 226 måles, for eksempel ved å anvende en strømningsmåleanordning 286 for å måle strømmen av kjølemiddel i ledningen 244 for å generere et signal i respons til kjølemiddelstrøm-ningsmengden og mate dette signalet som antydet med stiplede linjer 288 til forholdsberegner 290. Et signal som representerer strømningsmengden av LNG i linje 222 mates også til forholdsberegneren 290 ved hjelp av forlengelsen av ledning 282, som antydet med stiplede linjer 283. Det dannede forholdet justeres for å kontrollere operasjonen av den lukkede kjølecyklusen for å justere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen i ledning 222. Forholdssignalet fra anordningen er antydet som linje 292 som går fra forholdsberegneren 290 til den lukkede kjølecyklusen 226.

Mer spesielt, når som vist i figur 2, kjølemidlet i den lukkede kjølecyklusen 226 er partielt kondensert for å danne en kjølemiddelvæske og en kjølemiddeldamp, måles strøm-ningsmengden av kjølemiddeldamp med en strømningsmåleanordning 294 forbundet med ledning 250, mens strømningsmengden av flytende kjølemiddelstrøm måles med strørnningsmåleanordning 296 forbundet med ledning 264. Under drift som dette, dan-nes et signal representativt for strømningsmengden av flytende kjølemiddel fra strøm-ningsmåleanordning 296 og overføres til strømningskontrollanordning 268 som antydet med stiplet linje 298. Tilsvarende blir et signal som er representativt for dampkjøle-middelstrømningsmengden dannet av strømningsmåleanordning 294 overført til strøm-ningskontrollanordning 260, som antydet med stiplet linje 300. På denne måten kan strømmen av flytende kjølemiddel justeres for å regulere forholdet til strømmen av flytende kjølemiddel til strømmen av dampkjølemiddel. Samtidig kan strømmen av kjøle-middeldamp justeres for å regulere den totale strømmen av kjølemiddel. En slik operasjon resulterer justering av kjølemiddeldampstrømmen, en justering av det totale forholdet mellom kjølemiddel og LNG-strømningsmengde. Når mekaniske begrensninger nås ved regulering av væske- og dampkjølemiddel-strømmen blir en verdi til kompressoren 238 i den lukkede kjølekretsen 226 variert ytterligere for å justere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen. Dette er antydet i figur 1 ved forlengelsen av linje 292 som kommer fra forholdsberegner 290 til kompressoren 238.

I en foretrukket operasjonsmodus, kan signalet dannet av strømningsmåler-anordning

278 og overført til sfrømmngskonrroll/tiykkreduksjorisanordning 224, som antydet med linje 282, sammenlignes med en forutbestemt verdi som antydet med settpunkt 2 anordning 302 og strømninsmengden i ledning 222 kan justeres ved hjelp av anordningen 224 for å tilpasse den til den forutbestemte verdien vist i settpunkt 2 anordning 302. Tilsvarende kan signalet representativt for temperaturen til LNG i ledning 222 bli generert av temperaturmåleanordning 276 også sammenlignes med en forutbestemt verdi som antydet med settpunkt 3 anordning 304 forbundet med ledning 280. Dette kan anvendes for

å justere kjølingen tilveiebragt av den lukkede kjølekretsen 226 eller i en spesiell utfø-relsesform for å regulere en av variablene til kompressoren 238 og derved regulere temperaturen til utløpsstrømmen i ledning 222.

I henhold til foreliggende oppfinnelse, kan derfor LNG-temperaturen reguleres ved å justere kjølingen, mens LNG-produksjonen kontrolleres uavhengig. LNG-produksjonen er innstilt på en direkte måte og kjølingen reguleres for å tilpasses kjølekravene ved en gitt LNG-temperatur og produksjon. Denne tilnærmelse er motsatt den ifølge teknikkens stand. Denne innbefatter: (a) måle en temperatur og strømningsmengde av LNG-utløpsstrømmen ved ledning 11; og (b) variere kjølingen av naturgassen ved fordamping av MR, for å justere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen ved ledningen 11; og (c) justere, med LNG-avtagsventil 30, mengden av LNG som strømmer gjennom kondensasjonsprosessen fra den kalde bunten 112 i varmeveksleren 14, og derved på denne måten opprettholde strømningsmengden og temperaturen til LNG-utløps-strømmen ved forutbestemte strømningsverdi og temperaturverdisettpunkter.

Ved denne prosessen, innbefatter utførelseseksemplene av foreliggende oppfinnelse et kontrollsystem som innstiller og opprettholder LNG-produksjonen ved en nødvendig produksjonsverdi og regulerer LNG-temperaturen ved å justere kjølingen tilveiebragt til naturgasstrømmen (og derved tilpasse kjølingen til den ønskede produksjonen, i motset-ning til å tilpasse produksjonen til den tilgjengelige kjølingen, slik det gjøres i teknikkens stand).

Et første utførelseseksempel av foreliggende oppfinnelse innbefatter å variere en verdi forbundet med hver kompressor 32 og 34 som komprimerer MR mottatt fra den varme bunten 110 i ledningen 120 til varmeveksleren 14, for å regulere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen ved ledningen 11.

Utførelsesformen kan anvende kompressorhastighet til kompressorene 32 og 34, for eksempel, som en nøkkelmanipulert variabel (MV) for å oppnå en rask og stabil LNG-temperaturregulering. Andre kompressorvariableri stedet for hastigheten kan være nøkkel MV, avhengig av typen MR-kompressorer som anvendes og kan være ledefinne-vinkelen i en sentrifugalkompressor eller statorbladvinkelen i en aksialkompressor.

Et ytterligere utførelseseksempel innbefatter å variere en blandet kjølemiddel (MR)-verdi, som strøm, sammensetning eller trykk til MRV og/eller MRL, strømmen fra ho-dene 124 og 126, for å justere temperaturverdien til LNG-utløpsstrømmen ved ledning 11. Det andre utførelseseksemplet anvender et forhold mellom totalt resirkulerende kjølemiddelstrøm til LNG-strøm, som en nøkkelmanipulert variabel for effektivt å kontrollere LNG-temperaturen.

Selv om de beskrevne utførelsesformer av kondensasjonsprosessen innbefatter aspekter ved den spiralviklede implementeringen av en tosone-varmeveksler hvor naturgassføde-strømmen føres fra bunnen til toppen av varmevekslerenheten, er de beskrevne utførel-sesformer like anvendelig for andre typer varmevekslere, for eksempel de platefinne-varmevekslere som er nevnt tidligere. For eksempel er konstruksjonen og bruk av plate-finnevarmevekslere beskrevet i "Use of plate fin heat exchangers for main cryogenic exchanger units", av M. Onaka, K. Asada, og K. Mitsuhashi, LNG Journal, side 17-19, januar-februar, 1997, som herved innlemmes som referanse vedrørende dens beskrivelse av platefinnevarmeveksleren og tilhørende prosesser.

Kompressorhastizhet - basert kontrollsystem

Det første utførelseseksemplet av foreliggende oppfinnelse brukt i et LNG-anlegg 40A, vist i figur 3, anvender et kontrollsystem basert på tilbake-koblingskontroll av LNG-strømningsmengden, og uavhengig tilbakekoblingskontroll av temperaturen til LNG-produksjonen ved justering av kompressorhastighet og ytterligere justering av blandet kjølemiddelstrøm for å føre kompressorhastigheten tilbake til ene verdi innen et ønsket driftsområde.

Figur 2 er et høynivåblokkdiagram som viser det grunnleggende tilbakekoblingskont-rollskjema for de hastighetskontrollbaserte utførelseseksempler av foreliggende oppfinnelse. Som vist i figur 2, er det tilveiebragt tre tilbakekoblingskretser: en første tilbakekoblingskrets 201 som kontrollerer strømningsmengden av LNG gjennom en første

manipulert variabel (MV), som LNG-avtaksventilposisjonen; en andre tilbakekoblingskrets 202 som kontrollerer temperaturen av LND-produksjonen ved å anvende en kompressorverdi, som hastigheten, som en andre MV; og en tredje tilbake-koblingskrets 203 som også påvirker temperaturen til LNG ved å regulere en strøm av kjølemiddel gjennom systemet ved bruk av en tredje MV, som kald eller varm JT-ventilposisjon. Justering av denne tredje MV kan også brukes til å opprettholde kompressorverdien innen et ønsket driftsområde ved å justere kjølingen til den lukkede kjølekretsen for å bevege LNG-temperaturen i samme retning som det som oppnås ved kompressorverdi-justering.

Justering av kompressorverdien har følgende virkning på prosessen. Ved økning av kompressorhastigheten eller ekvivalent kompressorverdi, skjer det en reduksjon av trykket av kjølemiddel ved innløpet av kompressoren og i ledning 120 (i figur 1). Trykket og derved temperaturen ved skallsiden av varmeveksleren vil derfor avta og medføre en økning av varmeoverføringen og derfor, i kjølingen, tilført naturgassen som strømmer i varmeveksleren 14. En reduksjon av hastigheten har motsatt effekt.

Ved kontrollsystemet i henhold til utførelseseksemplet av foreliggende oppfinnelse, er det to kontrollhensikter, og derfor to nøkkelkontroUkretser; en første løkke kontrollerer LNG-strømningsmengden om en settpunktverdi og en andre krets kontrollerer uavhengig LNG-temperaturen om en settpunktverdi. Den andre kontrollkretsen innbefatter to MVer: en kompressor MV, så som hastighet eller ekvivalent kompressorverdi, med en rask temperaturresons (som er ønskelig), men med en relativt svak likevektsforsterkning (ikke så ønskelig) og en andre MV, så som en varm JT-ventil-posisjon, med en relativt sterkere likevektsforsterkning (som er ønskelig), men med en senere temperaturrespons (ikke så ønskelig). Anvendelsen av to MVer for den andre kontrollhensikten forbedrer kontrollerbarheten til prosessen ved å anvende de beste trekkene til hver MV, for å kompensere for svakheter ved hver MV.

I den første tilbakekoblingskretsen 201, kontrolleres LNG-strømmen for å endre og holde LNG-utløpsstrømmen (LNG-produksjon) til en ønsket LNG-strømningsmengde. Denne justeringen kan for eksempel skje ved å justere posisjonen til LNG-avtagsven-tilen 30 (figur 3). Den første tilbakekoblingskretsen innbefatter en LNG-strøm-settpunktverdi som er bestemt offline eller online, og som for eksempel kan være bestemt fra et produksjonsskjema for det spesielle anlegget.

Slik det er kjent teknikk, kan dynamikken til enhver prosess så som LNG-anleggsprosessen modelleres ved overføringsfunksjoner. Anleggsprosess 216 modellerer en dynamisk respons av LNG-strømningsmengden for endringer i LNG-avtagsventilposisjonen gjennom prosessoverføringsfunksjon gl 1. En strømningsmengdekontroller 210 justerer LNG-strømmengden basert på et feilsignal som indikerer en variasjon av LNG-strøm-ningsmengden med hensyn til en settpunktverdi. Strømningsmengdekontrolleren 210 forskyver disse variasjonene i LNG-strømningsmengden med hensyn til settpunktverdien med kontrolloverføringsfunksjon gei hentet fra anleggsprosessoverførings-funksjonengti.

Feilsignalet er en kombinasjon basert på differansen mellom den aktuelle verdien til den kontrollerte variablen og en settpunktverdi, som for tilbake-koblingskretsen 201 er aktu-ell målt LNG-strømningsmengde og det ønskede LNG-strømningsmengdesettpunktet. Feilsignalet kan være diskret eller kontinuerlig og formen til feilsignalet er avhengig av typen kontroller som brukes. I forbindelse med de etterfølgende beskrevne utførelses-former, vil justering av en MV basert på feilsignalet korrespondere variasjonene av den kontrollerte variablen om et settpunkt referert til som tilbakekoblingskontroll.

For eksempel kan en enkel kontroller være implementert i proporsjonal intergral derivat (PID)-kontrolleren. For en PID-kontroller kan feilsignalet være kombinasjon av differansen (e(t)), en integrert differanse og et derivat av differansen mellom settpunktet og den målte verdien. PID-kontroller-utgangssignalet ypn>(t) for å justere MV, er gitt ved ligning (1), hvor K er en proporsjonal forsterkning, og F, 1/xj og t<j er konstant:

I et annet eksempel kan kontrolleren være mer kompleks, så som en intern modellkont-roller (TMC). For IMC, er utgangssignalet yiMc(to) for å justere MV en mer generell funksjon av nåværende og tidligere verdier til feil-signalet og er gitt i generell form av ligning (2) ved bruk av diskret sample-notasjon:

Teknikkene for å derivere funksjonen gei fra anleggsoverføirngsfunksjonen gn er vel-kjent. En slik teknikk, vanligvis kjent som en modellbasert kontrollmetode, er for'eksempel beskrevet i kapitteB og 6 i "Robust Process Control" av Manfred Morari og Evanghelos Zafiriou (Prentice Hall, 1989). Utførelsesformene av foreliggende oppfinnelse er imidlertid ikke begrenset til denne metoden, og andre kontrollteoriteknikker kan brukes for å bestemme kontrolloverføirngs-funksjonene fra prosessoverføringsfunksjo-nene.

Som et eksempel er fremgangsmåten for bestemmelse av systemprosessoverførings-funksjonene gn, g22, g23. og derved kontrolloverføirngsfunksjonene gei, gc2, og gc3, som følger: Først ved å anvende et kjent sett av typisk initialbetingelser for alle systemparametrene, utsette det åpne kretssystemet (d.v.s. LNG-kondensasjons-prosessen uten noen kontrollkrets) for en trinntest ved å tilføre en trinn funksjon for variablen som studeres, la systemet forløpe til likevekt og oppsamle data for alle systemparametrene. I dette trinnet kan systemet være selve anlegget under drift, eller en full ikke-lineær dynamisk simulering av anlegget. Hvis man for eksempel ønsker å finne LNG-strømmengdeoverfø-ringsfunksjonen gn, vil prosessen utsettes for en trinnfunksjonsøkning i LNG-avtaksventilposisjonen og resulterende LNG-strømningsmengdeendringer avleses.

Ved for det andre å bruke en spesiell systemidentifikasjonspakke, blir oppsamlede data fra en trinntest overført til et systemmodelleringsprogram som danner lineære modeller for prosessoverføirngsfunksjonene (det vil si gn, gn, g23), som kan være i form av en Laplace transformasjon for et kontinuerlig system eller en Z-transformasjon i det diskre-te området. En slik identifikasjonsprogrampakke kan for eksempel være "System Iden-tification Tollbox<1>' i MATLAB fra Mata Works, Inc., Natick, Massachusetts.

Derefter, ved å anvende de lineære modellene av prosessoverføringsfunksjonene, finne de tilnærmede inverse funksjonene (Cl, C2, C3) til hver av systemets overføringsfunk-sjoner (det vil si gn, g22, g2s) og derefter anvende modellbaserte kontrollmetoder for å finne kontrolleroverføirngsfunksjonene (det vil si gei, gc2 og gc3).

Til slutt kan instillingskonstantene for kontrollermodelloverføringsfunksjonene justeres basert på dynamisk ikke-lineær systemsimulering. Slik simulering utsetter kjøringen av kontrollsystemet med lukket krets for et bredt område av driftstilstander, mens det sammenligner driften av simulerte parametere med kjent drift av parametrene i LNG-anlegget.

I figur 2 er det vist en andre tilbakekoblingskrets 202 som innbefatter en LNG-temperatursettpunktverdi som er bestemt offline, og som er en funksjon av prosesskra-vene. Den andre tilbakekoblingskretsen 202 brukes derved til å opprettholde LNG-utløpsstrømmen ved eller nær den ønskede produksjonstemperaturverdien. I denne andre tilbakekoblingskretsen kan dette for eksempel skje ved å justere kompressorhastigheten for å kontrollere LNG-utløpsstrømtemperaturen. Andre kompressorverdier relatert til en kompressors kapasitet, som føringsfinnevinkler til en blandet kjølemiddelsentri-fugalkompressor eller statorbladposisjonen til en blandet kjølemiddelaksialkompressor, kan brukes som MV for kompressoren.

Som beskrevet kan dynamikken til LNG-anleggsprosessen modelleres med en prosess-overføringsfunksjon, og anleggsprosessen 218 modellerer den dynamiske prosessen til LNG-temperaturen for å endre kjølingen tilveiebragt av endringer i kompressorverdi via prosessoverføirngs-funksjonen g22- En kompressorkontroller 22 justerer LNG-tempera-turen ved å bruke tilbakekoblingskontroll ved justering av en kompressorverdi, som hastighet, basert på en feilsignal som stammer fra differansen mellom LNG-temperatursettpunktet og den aktuelle målte LNG-utløpsstrømtemperaturen. Kompressorkontrolle-ren 212 forskyver variasjonene i LNG-temperaturen ved kontrolloverføirngsfunksjonen gc2 som stammer fra prosessoverførings-funksjonen g22-

Den tredje tilbakekoblingskretsen 203 i figur 2 innbefatter en kompressorsettpunktverdi til hastigheten eller ekvivalentverdi som er bestemt offline og som er relatert til en verdi innen det ønskede driftsområdet for kompressoren og kan også være bestemt for eksempel fra kompressorkarakteristikk basert på effektivitet. I figur 2 er den tredje tilbake-koblingskretsen en spesiell form for kaskadekontroll, kjent som input resetting, som har fordel av tilgjengeligheten til en ekstra MV, som posisjonen til den varme JT-ventilen i utførelseseksemplet, for å kontrollere et enkelt objekt, så som LNG-temperaturen. Teknikkene med input resetting er kjent innen området, og for eksempel beskrevet på side 416 i "Multivariable Feedback Control, Analysis and Design", av Sigurd Skogestad og lan Postlethwaithe (J. Wiley and Sons, 1996). For denne kretsen, som vist i figur 2, forskyver kontrolleren 214 variasjonene i LNG-temperaturen ved kontrolloverførings-funksjonen gc3 som stammer fra prosessoverføirngsfunksjonen g23-

Bevegelse av den varme JT-ventilen 18 medfører en kjølejustering som har en virkning på LNG-temperaturen i samme retning som kompressorhastigheten. Denne tredje tilbakekoblingskretsen 203 opererer i tandem med den andre tilbakekoblingskretsen 202, og lar kompressorhastigheten gå tilbake til sin opprinnelige målverdi.

I en alternativ utførelsesform av foreliggende oppfinnelse, kan en enkel multivariabel kontroller brukes til å implementere tilbakekoblingskontroll av LNG-temperaturen. Multivariabel tilbakekoblingskrets 204 mottar et feilsignal som en kombinasjon av den målte LNG-temperaturen og LNG-temperatursettpunktverdien. Anleggsprosessoverfø-ringsfunksjonen g2 modellerer responsen av LNG-temperaturen til samtidige endringer i kompressorhastigheten og varm JT-ventilposisjon. Multivariabel kontroller 222 vil samtidig regulere kompressorhastigheten og varm JT-ventilposisjon ved kontrolloverfø-ringsfunksjon Gc25 for å bevege LNG-temperaturen mot den ønskede settpunktverdien. Figur 3 er et skjematisk strømningsdiagram av et flytende naturgassanlegg med blandet kjølemiddel som indikerer plassering av sensorer og kontrollere for et hastighetsbasert kontrollsystem som anvender kontrollsystemet som vist i figur 2. Som vist, er den førs-te tilbakekoblingskretsen 201 i figur 2 implementert ved strømningsindikatorkontroller (FIC) 28, som tilsvarer strømningsmengdekontrolleren 210 i figur 2, og LNG-avtaksventil 30. FIC 28 måler LNG-utløpsstrømsmengden og mottar LNG-strømningssett-punktet SP 10. Basert på et feilsignal fra en differanse mellom den målte utløpsstrøm-ningen og settpunktet SP 10, blir posisjonen til LNG-avtaksventilen 30 åpnet eller lukket for å holde LNG-utløpsstrømmen ved den ønskede strømningsmengde.

Den andre tilbakekoblingskretsen 202 i figur 2 er implementert av temperaturindikator-kontroller (TIC) 26 og kompressorhastighetskontrollere 36, som sammen tilsvarer kompressorkontroller 212 i figur 2. TIC 26 måler den aktuelle LNG-utløpsstrøm-temperaturen og mottar LNG-temperatursettpunkt SP11. Basert på et feilsignal som er en kombinasjon av den målte utløpstemperaturen og settpunktet SP11, tilveiebringer TIC 26 et signal til kompressorsignalkontrollerne 36 som regulerer kompressorhastigheten. Som tidligere antydet, i stedet for kompressorhastigheten, blir sentrifugalkom-pressorens føringsfinnevinkel eller aksialkompressorenes statorbladposisjon endret i andre implementeringer.

Kontrollerne så som FIC 28 og TIC 26 er lett tilgjengelig og kan implementeres som PID-kontrollere. Disse kontrollerne krever at brukeren tilveiebringer kontrollerforsterk-ninger, såvel som innstillingsparametere, som gitt ved ligning (1). Denne informasjon kan bestemmes ved å anvende modellbaserte kontrollerdesignteknikker beskrevet tidligere.

Tilbake til figur 3, er den tredje tilbakekoblingskretsen implementert av hastighetsindi-katorkontroller (SIC) 53, som tilsvarer kontrolleren 214 i figur 2, og varm JT-ventil 18.

SIC 53 justerer kjølingen på følgende måte for et system som anvender kompressorhastighet som kompressorverdi. Først mottar SIC 53 kompressorhastighetssignalet (som gir nåværende kompressorhastighet) fra kompressorhastighetskontrollerne 36, og hastighetsmålverdien (som kan være offline eller være bestemt fra den optimale hastigheten for nåværende kjølemiddelmassestrøm for den lukkede kjølecykluskretsen) og deretter beregner SIC 53 et kontrollsignal basert på et feilsignal som er en kombinasjon av den aktuelle kompressorhastigheten og den ønskede hastighetsmålverdien. SIC 53 justerer derved posisjonen til varm JT-ventil 18 i respons til kontrollsignalet for å føre kompressorhastigheten tilbake til den ønskede målhastighetsverdien.

Kontrollmetoden som vist i figur 2, og beskrevet tidligere, oppfyller to kontrollhensikter. Den andre kontrollhensikten er implementert som to deler som begge kontrollerer temperaturen til LNG-utløpsstrømmen. Anvendelsen av to MV for å kontrollere LNG-temperaturen påhjelper kontrollerbarheten og muliggjør i tillegg operasjon av LNG-kontrollsystemet innen grensene som er gitt av den spesielle implementasjonen av LNG-anlegget.

I figur 2 kan man bruke kun tilbakekoblingskretsene 201 og 202 til å opprettholde LNG-produksjonen, samtidig som LNG-temepraturen opprettholdes uavhengig. På grunn av der begrensede området som kompressorverdien til tilbakekoblingskretsen 202, som hastighet, kan beveges, og den lave likevektsforsterkningen forbundet med kretsen, er den ekstra MV fordelaktig. Dette er for å forhindre at kompressoren opereres ved en hastighet utenfor det foretrukne operasjonsområdet til kompressoren. For eksempel kan drift ved en for høy hastighet være effektivt, men kan skade kompressorkomponentene, men drift ved en for lav hastighet kan medføre kompressorsuging, slik at massestrøm-men gjennom kompressoren snus. En utførelsesform av foreliggende oppfinnelse kan derfor innbefatte den ovenfor beskrevne tredje tilbakekoblingskretsen, vist som 203 i figur 2, for å justere kjølingen tilveiebragt til naturgassen som strømmer gjennom var-mevekslersystemet ved å regulere posisjonen til varm JT-ventil 18 for å påhjelpe kompressorhastigheten i sin oppgave. I en situasjon hvor den varme JT-ventilen 18 når den øvre begrensning for eksempel, kan ytterligere justering, innbefattende justering av LNG-strømningsmengden og LNG-temperatursettpunktene brukes til å føre tilbake driften av kompressorene og posisjonen til de varme JT-ventilene 18 innen et ønsket område.

Settpunktverdien for temperaturen er bestemt fra anleggets ønskede driftskarakteristikk. For eksempel i et LNG-anlegg, så som vist i figur 2 som anvender en flashsykluspro-sess, dersom LNG-produksjonen når en temperatur varmere enn ca. -146 °C, vil LNG-produksjonen inneholde en LNG-dampkomponent som må fakles av ved hjelp av utstyr nedstrøms varmeveksleren, noe som resulterer i et uønsket tap av naturgass. Dersom LNG-produksjonen når en temperatur kaldere enn ca. -151 °C, vil imidlertid LNG-produksjonen ikke inneholde tilstrekkelig dampkomponent for brennstoff til kompressoren nedstrøms av varmeveksleren. Slike nedstrømskompressorer anvender naturgass som dampkomponent som en brennstoffkilde og gir kraft til kompressorene og driftska-rakteristikken til nedstrømskompressorene vil bestemme den nedre enden av drifts-temperaturen. Derfor kan det ønskede driftstemperatursettpunktet til LNG-produksjonen velges innen dette temperaturområdet.

For en underkjølt prosess, er det ikke nødvendig med noe damp i LNG-utløpsstrømmen og det ønskede temperatursettpunktet bestemmes av karakteristikken til den nedstrøms lagringstanken (dersom temperaturen er for varm vil det skje en LNG-dampflashing, men dersom temperaturen er for kald, er kondensasjonsprosessen ineffektiv): I den foretrukne utførelsesformen, med en gangs den varme JT-ventilen 18 er regulert, kan en ytterligere kontrollkrets brukes til å regulere posisjonen til den halve JT-ventilen 16, for å kontrollere MRV-strømmen og MRV-strømsettpunktet kan justeres for å kontrollere MRL:MRV strømningsforholdet. Som vist i figur 3, mottar en strømningsfor-holdkontroller (FRC) 51 et MRL:MRV-strømningsforhold fra strømningsforholdsdetek-toren (FR) 52 og sammenligner MRL:MRV-strømningsforholdet til en forutbestemt settpunktverdi. Basert på et feilsignal dannet som en kombinasjon av aktuelt og ønsket MRL:MRV-strømningsforhold, føres et kontrollsignal til den kalde JT-ventilen 16 for å regulere ventilposisjonen. Denne ytterligere tilbakekoblingskretsen er nødvendig for å opprettholde en passende balanse av strømmer innen varmeveksleren, for for eksempel å forhindre at returtemperaturen i ledning 120 blir for lav, noe som kan skade utstyr.

Flere tilgjengelige variabler kan justeres som ytterligere MV for å opprettholde driften av forskjellige elementer i den lukkede kjølecykluskretsen innen systemets driftsbe-grensninger. For eksempel, ved å gå tilbake til figur 3, kan den varme JT-ventilen 18 og kalde JT-ventilen 16 nå fullt åpne eller fullt lukkede posisjoner, det blandede kjølemid-delforholdet kan være utenfor en måleverdi, eller temperaturene til det blandede kjøle-midlet (MRV eller MRL) kan være utenfor de akseptable områdene. Dersom disse MV-ene når begrensningene, kan systemet kreve: at kompressormålhastigheten økes eller reduseres dersom den varme JT-ventilen 18 eller den kalde JT-ventilen 16 når en øvre eller nedre begrensning, MRL/MRV-strømningsforholdet reduseres dersom temperaturen til MR som kommer ut av varmeveksleren ved den varme bunten 110 (sug til første kompressor) er for kald, og kompressorantisugkontroll kan oppnås ved åpning av komp-ressorresirkuleirngsventil(er), når en forutbestemt avstand til sug er nådd. Videre begrensninger kan være basert på utløpstrykket til blandet kjølemiddelkompressor eller blandet kjølemiddelkompressorenergi. Tilfredsstillelse av disse begrensningene kan oppnås ved enten operatørinngrep eller ved datamaskinmåling og kontrollsystem, separat fra det beskrevne utførelseseksemplet.

Til slutt kan forskjellige ting gjøres for å forbedre prosesseffektiviteten. For et slikt systemeksempel kan foroverkoblingsberegninger som bruker målte verdier av nåværende MY, brukes til å bestemme en ny kompressorhastighetsmåleverdi basert på massen av kjølemiddel som strømmer gjennom systemet. Figur 2 viser denne ytterligere hastig-hets foroverkoblingsblokken 205 som gir hastighetsmålesettpunktsverdier, og bereg-ningene er beskrevet mer detaljert under med henvisning til den kjølemiddelresirku-lasjonsbaserte kontrollmetoden. I et slikt tilfelle kan for eksempel verdiene av en tabell eller kurve som viser optimal kompressorhastighet for en gitt blandet kjølemiddelmas-sestrømsmengde brukes til å regulere kompressorhastighetsmåleverdien. Optimale kompressorverdier av disse hensikter kan være basert på en uavhengig variabel, for eksempel kompressoreffektiviteten.

Måleverdiene for MR-kompressorhastigheten, eller blandet kjølemiddelsentrifugal-kompressorføringsfinnevinkel eller blandet kjølemiddelaksialkompressorstatorbladvin-kel kan bestemmes ved å bruke et off-line eller on-line-likevektsoptimaliseringsdataprogram eller beregning som mottar et antall variabler eller faktorer som innbefatter, men ikke er begrenset til: (a) LNG-produksjonsmål; (b) naturgassfødebetingelser; (c) blandet kjølemiddelbe-holdning; (d) blandet kjølemiddelsammensetning; (e) driftstrykk; (f) tilgjengelig energi; (g) utstyrsutforming; (h) kompressor-karakteristikk; og/eller (i) ytre betingelser.

Måleverdiene for MRL:MRV-strømningsforholdet kan bestemmes ved å anvende et off-line eller on-line likevektsoptimaliseringsdataprogram eller beregninger som mottar et antall variable eller faktorer som innbefatter, men ikke er begrenset til: (a) LNG-produksjonsmål; (b) naturgassfødetilstand; (c) blandet kjølemiddelbeholdning; (d) blandet kjølemiddelsammensetning; (e) driftstrykk; (f) tilgjengelig energi; (g) utstyrsutforming; (h) kompressorkarakteristikk; og/eller (i) ytre betingelser.

Kjølemiddelresirkulasionsbasert kontrollsystem

Det andre utførelseseksemplet i henhold til foreliggende oppfinnelse anvender et kjøle-middelresirkulasjonsbasert kontrollsystem som anvender foroverkoblings- og tilbake-koblingskontroll for å regulere temperaturen til LNG-produksjonen ved endring av MRL- og MRV-strømningsmengdene (for å endre total MR-strøm), MRL:MRV-strøm-ningsforhold og deretter total MR-strørn/LNG-strømningsforhold, og derefter justere en kompressor MV så som hastigheten til en verdi innen det optimale driftsområdet for kompressoren for nåværende MR-massestrøm.

Figur 4 er et høynivå blokkdiagram som viser de grunnleggende kontrolltilbake-koblings- og fremoverkoblingskretsene for det resirkulasjonsbaserte utførelseseksemplet av foreliggende oppfinnelse. Utførelseseksemplet innbefatter tre hovedkontrollseksjo-ner: en første tilbakekoblingskrets 401 som kontrollerer strømningsmengden av LNG-produksjonen; en andre tilbakekoblings- og fremoverkoblingsseksjon 402 som kontrollerer temperaturen til LNG-produksjonen; og en tredje fremoverkoblingsseksjon 403 som regulerer kompressorhastigheten for å opprettholde kompressorhastigheten innen et optimalt område, basert på massen av kjølemiddel (total MR) som strømmer gjennom den lukkede kjølecykluskretsen.

I den første tilbakekoblingskontrollkretsen 401 er LNG-strømmen kontrollert for å endre og opprettholde LNG-utløpsstrømmen (LNG-produksjonen) til en ønsket produksjons-LNG-strømningsmengde og dette kan for eksempel skje ved å regulere posisjonen til LNG-avtaksventilen 30 (figur 5). Den første tilbakekoblingskretsen innbefatter en LNG-strømnings-settpunktverdi som er bestemt offline og kan for eksempel være bestemt av produksjonskrav.

Dynamikken til LNG-anleggsprosessen kan modelleres ved over føringsfunksj oner og teknikkene beskrevet med henvisning til den kompressorhastighetsbaserte kontrollmetoden kan brukes. Anleggsprosessen til 401-modellene behandler dynamisk LNG-strømningsforholdet for endringer i LNG-avtaksventilposisjonen gjennom overførings-funksjonen gn'. En strømningsmengdekontroller 410 justerer LNG-strømningsmeng-den, basert på et feilsignal dannet av en kombinasjon av LNG-strømningsett-punktet og den aktuelle målte LNG-strømningsmengden. Strømningsmengdekontrolleren 410 forskyver variasjonene i LNG-strømningsmengden ved kontrolloverføringsfunksjon gei' som kan stamme fra prosesso ver føringsfunksj on gn'-

LNG-strømsettpunktsverdien, prosesssoverføringsfunksjonen gn' og kontrolloverfø-ringsfunksjonen gei' kan være de samme som LNG-strømningsmengdesettpunktet, prosesso verføringsfunksjonen gn og kontrolloverføirngsfunksjonen gei for den kompressorhastighetsbaserte kontrollmetoden vist i 201 i figur 2.

Den andre seksjonen 402 er et LNG-temperatur-tilbakekoblings/fremoverkoblings-kontrollsystem som holder LNG-temperaturen om en settpunktverdi ved å anvende en

LNG-tempcratur-settpunktverdi og et forhold mellom sett-punktene til varm-JT-ventil og kald-JT-ventil. Kontrolleringen av LNG-temperaturen gjøres ved justering av den ønskede måleverdien av forholdet mellom total-MR-strømningsmengde til LNG-strømningsmengde. Først blir en nåværende målt LNG-utløpsstrømtemperatur sammenlignet med en LNG-temperatursettpunktverdi for å gi et feilsignal til MR-endrings-kontroller 414, som bestemmer kontrolloverførmgsfunksjonen gca' i en trinnvis endring av den dannede kjølemiddelstrømningsmengden, definert som en delta MR-strømnings-mengdeverdi, for å forskyve differansen i LNG-utløps-temperatur. Ved å anvende A MR-strømningsmengdeverdien og LNG-strømningssettpunktverdien, bestemmer en total MR-kontroller 416 ved kontrolloverføringsfunksjon gc3' den totale MR-strøm-ningsmengden som er nødvendig fra følgende ligning (3):

For det andre brukes total MR-strømningsmengde og et MRL:MRV-forholdssettpunkt til å regulere MRL-strømningsmengden og MRV-strømningsmengden til MR som resir-kulerer gjennom prosessen. Den totale MR-strømningsmengden og et MRL.MRV-forholdsettpunkt blir tilført til MRL:MRV-forholdskontroller 418 som ved hjelp av kontrolloverføirngs-funksjon got' bestemmer et nytt MRL-strømningsmengdesettpunkt Og et nytt MRV-strømningsmengdesettpunkt, som er gitt av følgende ligninger (4) og (5):

Med en gang de nye MRV- og MRL-strømningsmengdesettpunktverdiene er bestemt, vil to tilbakekoblingskontrollkretser kontrollere de individuelle MRL-og MRV-strømningsmengdene. Den første av disse anvender MRL-strømningskontroller 419 som mottar MRL-strømningsmengdesettpunktverdien og nåværende målt MRL-strømningsmengde og danner et feilsignal som en kombinasjon av disse MRL-strømningsmengdeverdiene og via kontrolloverføringsfunksjon ges' justerer MRL-strømningsmengden, for eksempel, ved å justere posisjonen til varm-JT-ventil 18. På tilsvarende måte, vil den andre kontrollkretsen anvende MRV-strømningskontroller 420 som mottar MRV-strønnringsmengdesettpunktverdien og nåværende målt MRV-strømningsmengde og danner et feilsignal som en kombinasjon av disse MRV-strømningsmengdeverdiene, og via kontrolloverføringsfunksjon gc6' justerer MRV-strømningsmengden for eksempel ved å justere posisjonen til kald-JT-ventil 16. På den måten som er tidligere beskrevet, kan kontrolloverføirngsfunksjonene ges' og gc6' bestemmes fra de åpne kretsmodulerte LNG-anleggsprosessoverførmgsfunksjonene g2i' og g22\ som relaterer LNG-anleggsprosessen til MRL- og MRV-strømningsmengde-effekten på LNG-utløpsstrømtemperaturen.

Figur 5 er et skjematisk strømningsdiagram av et typisk MR LNG-anlegg 40B, og indikerer plasseringen av sensorer og kontrollere for et resirkulasjonsbasert kontrollsystem som anvender kontrollsystemet vist i figur 4.

I figur 5 vil den første kontrollkretsen 401 til det resirkulasjonsbaserte kontrollsystemet i figur 4, opprettholde LNG-utløpsstrømmen ved en forutbestemt strømningsmengde gitt av settpunkt SP20, og den første kontrollkretsen innbefatter strømningsindikatorkontrol-ler 28 og LNG-opptaksventil 30, og opererer på tilsvarende måte som den første kontrollkretsen til det kompressorhastighetsbaserte systemet. FIC 28 måler LNG-utløps-strømsmengden og mottar LNG-strømningssettpunkt SP20. Basert på et feilsignal dannet som en kombinasjon av den målte utløpsstrømstrømningen og settpunktet SP20, vil posisjonen til LNG-avtaksventil 30 åpnes eller lukkes for å holde LNG-utløpsstrømmen med en ønsket strømningsmengde.

Ved den andre fremoverkoblings/tilbakekoblingskontrollkretsen 402 i figur 4 til det resirkulasjonsbaserte kontrollsystemet er vist i figur 5, og innbefatter temperaturindika-torkontroller (TIC)26, total MR-strømningsmengdekontroller TMR FRC 64, MRL og MRV-strømningsmengdekontroller (MR L/V FRC)66, fremoverkoblingslogikk (FFL)68, MRV-strømningsindikatorkontroller (MRV FIQ72 for regulering av MRV-strøm ved justering av kald JT-ventil 16, og MRL-strømningsindikatorkontroller (MRL FIQ70 for justering av MRL-strøm ved justering av varm-JT-ventil 18.

TIC 26 mottar en LNG-utløpsstrømsettpunktverdi SP21 som tilsvarer den ønskede ut-løpsstrømtemperaturen av LNG og måler også nåværende temperatur til LNG-utløps-strømmen. Basert på et feilsignal, som er relatert til differansen mellom nåværende temperatur og settpunktverdien SP21, danner TIC 26 et temperaturjusteirngskontrollsig-nal som indikerer delta MR-strømmen som er nødvendig for å justere LNG-tempera-turen og dette kontrollsignalet tilføres til TMR FRC 64, som tilsvarer den totale MR-kontrolleren 416 i figur 4. TMR FRC 64 mottar også settpunktsverdien SP20 tilsvarende den ønskede LNG-utløpsstrømningsmengden. Ved å bruke ligning (1), gir TMR FRC 64 FFL 68 en total ønsket MR-strømningsmengde.

I tillegg vil MRL- og MRV-strømningsforhold-kontroller (MR L/V FRQ66, som tilsvarer MRL.MRV-forholdskontroller 418 i figur 4, motta en MRL . MR V-strørnningsmengde-forholdsettpunktsverdi SP22 og nåværende MR-strømningsmengde fra TMR FRC 64, og tilveiebringer nye MRL- og MRV-strømningsmengdesettpunkter, som mottas og omdannes til settpunkt-verdier, henholdsvis SP23 og SP24 av FFL 68 ved bruk av ligningene (2) og (3).

Til slutt blir MRL-kontroller 419 og MRV-kontroller 420 implementert av MRV-strømningsindikatorkontroUeren (MRV FIC) 72 for regulering av MRV-strømmen basert på ny settpunktverdi SP23 ved justering av kald JT-ventil 16, og MRL strømnings-indikatorkontroller (MRL FIC) 70 for regulering av MRL-strøm, basert på ny settpunktverdi SP24 ved justering av varm JT-ventil 18.

Kontrollen av MRL-strømningsmengden til en ønsket settpunktverdi er derved tilveiebragt ved tilbakekoblingskretsen ved justering av posisjonen av varm JT-ventil 18, og kontrollen av MRV-strømningsmengden til en ønsket settpunktverdi gjøres ved til-bakekobling via justering av kald JT-ventil 16. Den ønskede målesettpunktverdien SP22 for forholdet mellom blandet kjølemiddelvæskestrøm til blandet kjølemiddeldamp (MRLrMRV) strømningsmengde opprettholdes ved å justere settpunktverdien SP24 til MRL-strømningsmengden. Til slutt oppnås forholdet mellom total MR-strømnings-mengde til LNG-strømningsmengde ved justering av settpunktverdien SP23 til MRV-strømningsmengden. På denne måten opprettholdes LNG-utløpstemperaturen nær settpunktverdien SP21 og LNG-utløpsstrømmengden opprettholdes nær settpunktverdien SP20.

Ved å gå tilbake til figur 4, vil tilbakekoblingskrets 401 og LNG-temperatur tilbakekoblings/fremoverkoblingsseksjon 402 opprettholde LNG-produksjonen samtidig som

LNG-temperaturen opprettholdes uavhengig. Opprettholdelse av temperaturen ved rask respons ved endring av MRL-, MRV- og total MR-strøm/LNG-strøm, kan resultere i at kompressoren drives ved en hastighet utenfor det forretrukne driftsområdet til kompressoren for en gitt masse kjølemiddel som strømmer gjennom kompressoren. En utførel-sesform av foreliggende oppfinnelse kan derfor innbefatte en tredje fremoverkoblingsseksjon 403 med kontrollprosess 422 med kontrolloverføringsfunksjon gci\ som vist i figur 4, som justerer kompressorhastigheten basert på massen til totalt kjølemiddel som strømmer gjennom kompressorsystemet. Utgangskompressorhastigheten tilveiebragt via forsterkning gei' påvirker LNG-utløpstemperaturen via prosessoverføringsfunksjon g23'-

Som vist i figur 5 kan fremoverkoblingsseksjonen 403 i figur 4 implementeres ved fre-moverkoblingskontrollere (FF) 62 og hastighetskontrollerpar 36 og 38 for hvert respektivt kompressortrinn (det vil si lavtrykkskompressor 34 og høytrykkskompressor 32). Selv om foreliggende utførelsesform er beskrevet for kompressorhastighet, kan ekviva-lente kompressorverdier brukes så som, men ikke begrenset til, statorbladposisjon eller føringsfinnevinkel. FF62 måler den mottatte MR-masses trammen. FF 62 sender deretter en kompressorverdi til hastighetskontrollerne 36 og 38 for å justere driften av kompressoren, den respektive lavtrykkskompressoren 34 eller høytrykkskompressoren 32, basert på tilgjengelig informasjon vedrørende kompressoreffektivitet. Slik justering kan videre være basert på ytelseskurver som stammer fra kompressorytelse som funksjon av massestrømsmengden av MR.

I en tredje kontrollkrets blir hastighetene til blandet kjølemiddel lavtrykks-og høy-trykkskompressorer 34 og 32 i tillegg og separat justert av FF 62. Hver FF 62 måler nåværende blander kjølemiddelmengde for respektive kompressor og sender hastighets-kontrollsignalet til respektive kompressorhastighetskontrollere 36 eller 38, basert på en ønsket massestrømsmengde for lavtrykkskompressoren 34 eller høytrykkskompressoren 32 for å sikre maksimal kompressoreffektivitet. Kompressorhastighetskontroller 36 eller 38 innstiller deretter respektive kompressorhastighet tilsvarende. I anlegg hvor hastigheten er fast eller ikke kan endres for passende kontroll, er bevegelse av en ekvivalent variabel umulig. For eksempel kan føringsfinnevinklene til en eller flere blandede kjølemiddelsentrifugalkompressorer justeres som en funksjon av nåværende masse-strømsmengde for hver kompressor, for å sikre maksimal kompressoreffektivitet. Også statorbladvinklene til en eller flere blandede kjølemiddelaksialkompressorer kan justeres med funksjon av nåværende massestrømsmengde for hver kompressor for å sikre maksimal kompressoreffektivitet.

Kompressor antisugekontroll kan oppnås ved åpning av kompressorresirkulerings-ventil(er) når det er nådd et forutbestemt kompressorsugnivå. Dette kan for eksempel skje ved operatørinnblanding eller en dedikert antisugkontroller.

Begrensningskontroll av temperaturen til det resirkulerende kjølemidlet ved den varme bunten 110 til den kryogene hovedvarmeveksleren kan skje ved å bestemme en passende avtemperaturbegrensningsverdi for temperaturen ved den varme bunten 110, for eksempel via systemets driftskrav og deretter måle temperaturen i den varme enden og sammenligne den målte varme endetemperaturen til begrensningsverdien. Dersom temperaturen er mindre enn begrensningsverdien, blir den ønskede målverdien av MRL:MRV-strømrirngsforholdet redusert.

Måleverdiene for blandet kjølemiddelkompressorhastighet eller blandet kjølemiddel-sentrifugalkompressorføringsfinnevinkel eller blandet kjølemiddelaksialkompressor-statorbladvinkel, bestemmes ved å bruke et off-line eller on-line likevektsoptimaliseringsdataprogram eller beregning som mottar et antall variabler eller faktorer som innbefatter, men ikke er begrenset til: (a) sammensetning av blandet kjølemiddel; (b) driftstrykk; (c) tilgjengelig energi; (d) utstyrsutforming; (e) kompressorkarakteristikk; og/eller (f) ytre betingelser.

Måleverdiene for MRL:MRV-strørnningsforholdet er bestemt ved å bruke et off-line eller on-line likevektsoptimaliseringsdataprogram eller beregning som mottar et antall variabler eller faktorer, som innbefatter, men ikke er begrenset til: (a) LNG-produksjonsmål; (b) naturgassfødetilstand, (c) blandet kjølemiddelbeholdning; (d) blandet kjølemiddelsammensetning; (e) driftstrykk; (f) tilgjengelig energi; (g) utstyrsutforming; (h) kompressorkarakteristikk; og/eller (i) eksterne betingelser.

Modellering av utførelseseksempler i henhold til foreliseende oppfinnelse

Resultater fra en dynamisk simulering av et LNG-anlegg som anvender kontrollsystemet og de rigorøse ikke-lineære modellene til LNG-prosessen, kan analyseres for å sammenligne ytelsen til LNG-anleggskontrollmetodene som vist i figurene 3 og 5. De angitte kontrollsystemoverføringsfunksjonene og de lineære modellene brukes til å definere prosessoverføirngsfunksjoner og kan bestemmes som beskrevet tidligere. Ytelsen til den hastighetsbaserte kontrollmetoden og den resirkulasjonsbaserte kontrollmetoden er vist ved bruk av en rigorøs, ikke-lineær modell av et typisk tobunt LNG-anlegg. Resultatene er fra dynamiske simuleringer med lukket krets fra MCH£:MCR-kretsseksjonen. Tabell 1 viser systemparametere innbefattende nøkkelprosessvariabler og tilsvarende innledende likevektsverdier, for den ikke-lineære modellen som er brukt i de dynamiske simuleringseksemplene. Verdiene i tabell 1 representerer et "snap-shot" i tid for LNG-anlegget som modelleres. Disse verdiene i tabell 1 er likevektsverdier for et spesielt tidspunkt. Slik det er kjent innen området, har hvert spesielle LNG-anlegg forskjellige driftskarakteristika og en dynamisk simulering av et LNG-anlegg som anvender en ikke-lineær modell vil bli skreddersydd for det spesielle LNG-anlegget. Sammenligningen, kontrollhensikter og tilsvarende likevektsdirftsverdier i tabell 1 er derfor gitt som eksempler.

Kontrollhensiktene er angitt i tabell 2.

Tabell 2 gir eksempler på maksimum, minimum og områder for kontrollhensikter og også MV og utløpsbegrensninger. For å relatere disse hensiktene til andre systemer, følger det en kort beskrivelse av hvordan disse hensiktene bestemmes. For LNG-strømningsmengden blir maksimalverdien til LNG-anleggsproduksjoner bestemt av det spesielle anlegget og naturgasstilførselen, og minimalverdien er null, tilsvarende en ned-stengning av anlegget. For LNG-strømningsmengden er den ønskede strømnings-mengden bestemt av LNG-anleggsoperatørene og anleggsproduksjonsplanen. Med en gang den ønskede strømningsmengden er bestemt, vil kontrollhensiktseksemplet på +/-2% endring relateres til typiske verdier som brukes for strømningskontroll i LNG-anlegg. Større verdier for et område av LNG-strømningsmengdeendring kan brukes opptil maksimum-og minimumverdiene, men LNG-anleggets effektivitet kan påvirkes. Mindre verdier for et område av LNG-strømningsmengdeendring kan også brukes, men det minimale området vil være bestemt av nøyaktigheten til måleanordningene, nøyak-tigheten til kontrollelementet og karakteristikken til transientresponsen til LNG-anleggsprosessen. Minimumsområdet kan derfor finnes fra en studie av LNG-anlegget eller ved simulering.

Bestemmelse av maksimale og minimale driftsområder for temperaturen til LNG-utløpsstrømmen ble beskrevet tidligere og er avhengig av nedstrømsprosesser, så som, men ikke begrenset til, flashsyklus, underkjølt prosess eller andre transport-eller lag-ringsbetraktninger. Et eksempelvis område for LNG-temperaturvariasjon på +/-2.5°C er bestemt fra typisk anleggsdrift, men det kan brukes på andre områder. Det minimale området vil være bestemt av nøyaktigheten til måleanordningene, nøyaktigheten til kontrollelementet og karakteristikken til transientresponsen til LNG-anleggssprosessen.

Bestemmelse av maksimale- og minimale driftsområder for lavtrykks- og høytrykks-kompressorene er avhengig av produsentens spesifikasjoner for de spesielle kompressorene som brukes. Et eksempel på området til kompressorhastighetsvariasjon på mindre enn S rpm/sek. er bestemt fra typiske anleggskompressorer. Den minimale endringsgra-den vil være bestemt av maskineriets driftsmessige betraktninger.

Som også beskrevet tidligere, er driftsområdet til varm JT, kald JT og LNG-avtaks-ventiler mellom fullt åpen og fullt lukket, og disse tillates å beveges fritt innen dette området.

Til slutt er utløpsbegrensningene også bestemt av den spesielle utformingen av LNG-anlegget. Utløpsstrykket er bestemt av designtrykket til varmevekslerkretsen, skalltemperaturen ved den varme enden er bestemt av minimumstemperaturen før ødeleggelse av nedstrømsutstyr, som kan være tilnærmet -50°C, hvor -38°C typisk brukes i LNG-anleggsdrift. Avstanden til sug er innstilt ved en rimelig verdi for å forhindre skade på kompressorene.

For det gitte eksemplet som anvender den kompressorhastighetbaserte kontrollmetoden som vist i figur 2, og PID-kontrollere som implementerer kontrollfunksjonene, har kont-rolloverføringsfunksjonene følgende innstillingsparametere: for fa (kontroll av LNG-strømningsmengden), er proporsjonalforsterkningen IO<*50>1(kgmol/time), og integraltid ti er 2 sekunder; og for gc2 (kontroll av LNG-temperatur), er proporsjonalforsterkningen -500 rpm/C, og integraltiden ti er 295 sekunder. For den tredje tilbakekoblingskretsen brukes en modellbasert kontrollalgoritme, som beskrevet tidligere. Denne innbefatter et første ordensfilter og filtertidkonstanten brukes som regulerbart innstillingsparameter. Tidskonstanten er relatert til den ønskede responshastigheten til det lukkede kretssystemet og kan være begrenset av stabilitetshensyn. ;For det gitte eksemplet som anvender kjølemiddelresirkuleringsbasert kontrollmetode som vist i figur 4, har proporsjonalforsterkningskonstantene følgende innstillingsparametere: for gei' (kontroll av LNG-strømningsmengden) er proporsjonalforsterkningen 10"<5>l(kg-mol/time) og integraltiden T| er 2 sekunder; for gc2' (kontroll av LNG-temperatur) er proporsjonalforsterkningen 600, og integraltiden ti er 2500 sekunder; for gc3' er forsterkningen bestemt fra modellen av prosessen hentet fra den åpne kretsresponsen; for go*' er forsterkningen bestemt fra modellen av prosessen hentet fra den åpne kretsresponsen; for ges' (kontroll av varm JT-tilstrømningsmengde) er proporsjonalforsterkningen 10"<l5>l(kg-mol/time) og integraltiden Xi er 1 sekund; for gce' (kontroll av kald JT-tilstrømningsmengde) er proporsjonalforsterkningen 3.528 x IO"6 l/(kg-mol/time), og integraltiden ti er 1 sekund; og for gc7' er forsterkningen bestemt fra modellen av prosessen hentet fra den åpne kretsresponsen.

Det er vist fire forskjellige simuleringsscenarier. Resultatene er vist for både den hastighetsbaserte kontrollmetoden og den resirkulasjonsbaserte kontrollmetoden og sammenlignet, når dette er passende, til ønskede settpunktverdier. Resultatene av simule-ringsscenariene er vist i figurene 6 til 9, som er gitt som oppførselen til forskjellige variabler som studeres som en funksjon av tiden. Tidsskalaen som er brukt i figur 6 til 9, er gitt i sekunder (28800 sekunder = 8 timer). De viste simuleringene i figur 6 til 9 viser at både den kompressorhastighetsbaserte metoden (markert (a)) og den resirkulasjonsbaserte metoden (markert (b)) tilfredsstillende tilfredsstiller kontrollhensiktene til de forskjellige scenariene.

Figurene 6A til 6D viser ytelsen til den kompressorhastighetsbaserte og resirkulasjonsbaserte kontrollmetoden ved bruk av en 4% trinnvise reduksjon i LNG-strømnings-settpunktsscenariet. Figur 6A er en kurve som viser kontrollen av LNG-strømnings-mengden som funksjon av tiden. Figur 6B er en kurve som viser kontrollen av LNG-temperaturen som funksjon av tiden. Figur 6C er en kurve som viser kontroll av kompressorhastigheten som funksjon av tiden, og figur 6D er en kurve som viser bevegelsen av varm JT-ventilposisjon som funksjon av tiden, for den 4% trinnsvise reduksjonen i LNG-strømningssettpunktscenariet. Figur 6A og 6B viser den stramme kontrollen av henholdsvis strømning og temperatur som oppnås med både den kompressorhastighetsbaserte kontrollmetoden og den resirkulasjonsbaserte kontrollmetoden. Figur 6C viser kompressorhastigheten som en funksjon av tiden. Begge kontrollmetodene viser en rask innledende reduksjon av hastigheten for å korrigere for den innledende temperaturreduksjonen på grunn av lavere varmebelast-ning. Som antydet tidligere, er den hastighetsbaserte strategien utformet for å resette hastigheten tilbake til sin opprinnelige målverdi (4550 rpm i dette eksemplet), og gjør dette ved å anvende varm JT-ventilposisjon som en ytterligere MV. Reduksjon av åp-ningen til den varme JT-ventilen har en virkning på LNG-temperaturen som er i samme retning, selv om den er senere enn den til kompressorhastigheten. Den samlede virk-ningen av begge MVer, når de er anordnet i henhold til skjemaet vist i figur 3, driver kompressorhastigheten tilbake til sin opprinnelige verdi raskt etter den innledende bevegelsen. For dette eksemplet ved den nye likevekten, har hastigheten blitt ført tilbake til opprinnelige målverdi og den varme JT-ventilen er lukket med ca. 5%. Figurene 7A til 7E viser ytelsen til den kompressorhastighetbaserte og resirkulasjonsbaserte kontrollmetoden ved bruk av en 4% trinnvis økning i LNG-strømningssett-punktscenariet. Figur 7A er en kurve som viser kontroll av LNG-strømningsmengden som funksjon av tiden, figur 7B er en kurve som viser kontroll av LNG-temperaturen som funksjon av tiden, figur 7C er en kurve som viser varm JT-ventilposisjon og kald JT-posisjon som funksjon av tiden, figur 7D er en kurve som viser skalltemperaturen til en varmeveksler som funksjon av tiden og figur 7E er en kurve som viser kontroll av kompressorhastighet som funksjon av tiden for en 4% trinnvis økning av LNG-strøm-ningssettpunktscenariet.

Ytelsen som vist i figurene 7A til 7E viser at både LNG-strømmen og temperaturen også reguleres i dette scenarium godt innen det ønskede området i tabell 2, selv om temperaturresponsen er lavere for den resirkulasjonsbaserte metoden. Figurene 7A til 7E viser noen av begrensningskontrollvirkningene for dette scenarium. Den innledende likevekts LNG-utløps-strømmen har allerede en høy produksjonsverdi og LNG-strømnings-mengde-settpunktet blir ytterligere økt med 4%. Den varme JT-ventil-posisjonen når ikke sin begrensning (definert ved 1.16 i tabell 2), men den kalde JT-ventilen når en begrensning. I tilfelle med den hastighetsbaserte metoden, blir den kalde JT-ventil-posisjonen økt som en foranstaltning for å forhindre at den varme enden av varmevekslerskallet blir for kaldt. Posisjonen til kald JT-ventil 16 når begrensningen, lerskallet blir for kaldt. Posisjonen til kald JT-ventil 16 når begrensningen, men kontrollmetoden håndterer fremdeles kontrollen av skallets varme bunt nær sin begrensning. Når posisjonen til kald JT-ventilen 18 når sin begrensningsverdi, øker kontrollmetoden i dette eksemplet hastighetsmålverdien fra 4550 rpm for kompressoren til ca. 4850 rpm. Figurene 8A til 8D viser ytelsen til de kompressorhastighetbaserte og resirkulasjonsbaserte kontrollmetodene for en 35% trinnvis reduksjon, ved 1% pr. minutt i LNG-strømningssettpunktscenariet. Figur 8A er en kurve som viser kontrollen av LNG-strømningsmengden som funksjon av tiden. Figur 8B er en kurve som viser kontroll av LNG-temperaturen som funksjon av tiden. Figur 8C er en kurve som viser kontroll av lavtrykk- og høytrykkompressorhastigheten som funksjon av tiden. Figur 8D er en kurve som viser bevegelsen av varm JT-ventilposisjon som funksjon av tiden for en 35% trinnvis reduksjon ved 1% pr. minutt i LNG-strømningssettpunktscenariet. Figurene 8 A til 8D viser at kontrollen av LNG-strømningsmengden og temperaturen ved kontrollmetodeeksemplene ligger godt innen kravene som er gitt i tabell 2. Figur 8C viser kompressorhastighetene for dette eksemplet, og viser at i den hastighetsbaserte strategien, med en gang den trinnvise nedtrappingen av produksjonsstrømningsmengden nesten er ferdig, og med assistanse av justering av varm JT-ventilposisjon, går kompressorene tilbake til sin opprinnelige hastighet. Kompressorene har derved nok hastighets-driftsområde for en etterfølgende nedtrapping (eller opptrapping) i LNG-strømnings-mengden. For dette eksemplet er 35% produksjonsnedtrappingsscenarium til kompressorene nær kompressorenes sugetilstand. For denne situasjonen forhindres sugetilstan-den ved å åpne resirkuleringsventilene for hver kompressor med en gang en avstand til sug faller under 8%.

Figur 9A er en kurve som viser kontroll av LNG-strømningsmengden som funksjon av tiden, og figur 9B er en kurve som viser kontroll av LNG-temperaturen som funksjon av tiden for en servoendring og forstyrerlsesforkasmingsscenarium. Slik det er vist, vil både den kompressorbaserte- og resirkulasjonsbaserte kontrollmetoden gi en tilfredsstillende kontroll av LNG-strømningsmengde og temperatur. For dette scenarium ble føl-gende hendelsessekvenser simulert: ved 100 sekunder, økning LNG-strøm SP + 2%

(18472); ved 1000 sekunder, endring LNG-temperatur SP med 2% (kaldere; -149 °C); ved 5000 sekunder, redusert fødetrykk ved 2%; ved 10000 sekunder, redusert Cl-sammensetning i føde med 2%; ved 15000 sekunder, økning av MCR-temperatur til HPSEP med 2%; og ved 20000 sekunder; endring av LNG-temperatur SP med 4%

(varmere; -143.1 °C).

Claims

1. Fremgangsmåte for å kontrollere produksjonen av en flytendegjort naturgass (LNG) utløpsstrøm (222) ved avkjøling av naturgassen som strømmer gjennom en flytendegjø-ringsprosess, karakterisert ved at den omfatter trinnene: (a) måling av en temperatur og en strømningshastighet i LNG utløpsstrømmen (222); og (b) å variere avkjølingen av naturgassen for å justere temperaturverdien av LNG utløpsstrømmen (222) og uavhengig å justere hastigheten for LNG som strømmer gjennom prosessen for derved å holde strømningshastigheten for LNG utløpsstrømmen (222) på en på forhånd bestemt strømningsverdi og temperaturen på en på forhånd bestemt temperaturverdi.

2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at trinn b) videre omfatter trinnene: å tilveiebringe avkjøling i en lukket sløyfekjølecyklus (226) hvori en kompressor (238) justerer strømmen og trykket for et kjølemiddel, og å variere minst en kompressorverdi valgt fra gruppen bestående av hastighet, føringsfinnevinkel og statorbladposisjon i kompressoren for å justere driften av kjølecyklusen med lukket sløyfe og for derved å justere temperaturverdien for LNG utløpsstrømmen.

3. Fremgangsmåte ifølge krav 2, karakterisert ved at den videre omfatter trinnene: (c) å bestemme en tilsvarende målverdi basert på begrensninger som definerer et operasjonsområde for kompressoren for minst en kompressorverdi; (d) å justere minst én kompressorverdi til den tilsvarende målverdi, og (e) å variere, basert på justeringen av den minst ene kompressorverdi, av minst en verdi assosiert med resirkuleringen av kjølemidlet for derved å opprettholde strømningsverdien og temperaturen for LNG utløpsstrømmen (222).

4. Fremgangsmåte ifølge krav 3, karakterisert' ved at trinn d) varierer den minst ene kjølemiddelverdi basert på et tilbakematningssignal basert på den minst ene kompressorverdi og den tilsvarende målverdi.

5. Fremgangsmåte ifølge krav l, karakterisert ved at den videre omfatter trinnene måling av en kjølemiddelstrømningshastighet og strømningshastigheten for LNG utløpsstrømmen (222); tildanning av et forhold mellom kjølemiddelstrømningshastighet og LNG strøm-ningshastighet; og justering av forholdet for å justere driften av kjølemiddelcyklusen (226) med lukket sløyfe; for derved å justere temperaturverdien for LNG utløpsstrømmen (222).

6. Fremgangsmåte ifølge krav 5, karakterisert ved at kjølemidlet delvis kondenseres for å danne en kjølemiddelvæske og en kjølemiddel-damp og at strømningshastighetmåletrinnet videre inkluderer måling av en kjølemiddel-dampstrømningshastighet og en kjølerniddelvæskestrømningshastighet, og at forholds-justeringstrinnet videre omfatter justering av kjølemiddeldampstrømmen for å innstille kjølemiddelstrømningshastigheten og å justere kjølemiddelvæskestrømmen for å justere forholdet inntil det er oppnådd et på forhånd bestemt strømningsforhold.

7. Fremgangsmåte ifølge krav 5, karakterisert ved at kjølemidlet er delvis kondensert for å danne en kjølemiddelvæske og en kjølemiddel-damp og strømningshastighetsmåletrinnet videre omfatter måling av en kjølemiddel-dampstrømningshastighet og en kjølemiddelvæskestrømningshastighet; og at det for-holdsjusterende trinn videre omfatter justering av kjølemiddelvæskestrømmen for å innstille kjølemiddelstrømningshastigheten og å justere kjølemiddeldampstrømmen for å justere forholdet inntil det er oppnådd et på forhånd bestemt strømningsforhold.

8. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at prosessen for flytendegjøring av naturgass gjennomføres i et anlegg som omfatter en varmeveksler (210) med en varm ende og en kold ende og et naturgassfødestrøminnløp (216) ved den varme ende, en ledning (218,220) i varmeveksleren (210) for avkjøling og flytendegjøring av naturgassen ved indirekte varmeveksling med en kjølemiddel-strøm inneholdt i en separat kjølecyklus, og en flytendegjort naturgasslinje (222) for overføring av LNG utløpsstrøm ved den kolde ende av varmeveksleren (210) idet ledningen har en LNG strømningskontroUinnretning (224); hvilken kjølemiddelcyklus omfatter en kompressor (238) for komprimering av kjølemidlet, en kondensator (242) for kondensering av det komprimerte kjølemiddel, en ekspansjonsinnretning (260) for å ekspandere det kondenserte kjølemiddel og midler for å innføre det ekspanderte kjøle-middel til en fordampingssone i varmeveksleren hvori det ekspanderte kjølemiddel indirekte varmeveksles med og gir avkjøling til naturgass-strømmen og derved gjør naturgassen flytende, samt midler for å returnere ekspandert, fordampet kjølemiddel fra den varme ende til kompressoren (238); og der kontrollen av kjølemidlet gjennomføres ved tilbakematingskontroU ved manipulering av en prosessvariabel valgt blant gruppen: drift av kompressoren (238); og drift av ekspansjonsinnretningen (260).

9. Fremgangsmåte ifølge krav 8, karakterisert ved at kondensatoren (242) virker for partielt å kondensere det komprimerte kjølemiddel for å gi et dampkjølemiddel og et flytende kjølemiddel og det foreligger separate ekspansjonsinnretninger (260,268) for hver av dampkjølemidlet og det flytende kjølemiddel og enten en av eller begge de separate ekspansjonsinnretninger (260, 268) manipuleres separat.

10. Fremgangsmåte ifølge krav 8, karakterisert ved at kjølemiddelkompressoren (238) er valgt fra gruppen bestående av en sentrifugalkompressor med føringsfinner og en aksialkompressor med statorblader og at strømningshas-tigheten for LNG utløpsstrømmen (222) underkastes tilbakematingskontroU ved justering av LNG strømningskontroUinnretningen (224) og temperaturen for LNG utløps-strømmen (222) underkastes tilbakematingskontroU ved å justere en kompressorvariabel valgt fra gruppen bestående av: (a) hastigheten for kjølemiddelkompressoren (238); (b) vinkelen for føringsfinnene; og (c) statorbladvinkelen.

11. Fremgangsmåte ifølge krav 10, karakterisert ved at kompressorvariabelen er hastigheten for kjølemiddelkompressoren (238) og: (a) hvis temperaturen i LNG utløpsstrømmen (222) er høyere enn den på forhånd bestemte temperatur økes hastigheten for kjølemiddelkompressoren (238); eller (b) hvis temperaturen for LNG utløpsstrømmen (222) er lavere enn den på forhånd bestemte temperatur reduseres hastigheten for kjølemiddelkompressoren (238).

12. Fremgangsmåte ifølge krav 10, karakterisert ved at kompressoren (238) er en sentrifugalkompressor (238) og at kompressorvariabelen er vinkelen for føringsfinnene og: (a) hvis temperaturen for LNG utløpsstrømmen (222) er høyere enn den på forhånd bestemte verdi økes vinkelen for føringsfinnene; eller (b) hvis temperaturen i LNG utløpsstrømmen (222) er lavere enn den på forhånd bestemte temperatur reduseres vinkelen for føringsfinnene.

13. Fremgangsmåte ifølge krav 10, karakterisert ved at kompressoren (238) er en aksialkompressor og at kompressorvariabelen er vinkelen for statorbladene og: (a) hvis temperaturen i LNG utløpsstrømmen (222) er høyere enn den på forhånd bestemte temperatur økes vinkelen for statorbladene; eller (b) hvis temperaturen i LNG utløpsstrømmen (222) er lavere enn den på forhånd bestemte temperatur reduseres vinkelen på statorbladene.

14. Fremgangsmåte ifølge krav 10, karakterisert ved at strømningshastigheten og temperaturen for LNG utløpsstrømmen (222) samtidig kontrolleres ved tilbakemating via samtidig og koordinert justering via en multivariabel kontroll av LNG strømningskontrollinnretningen (224) og minst en av kompressorvari-ablene.

15. Fremgangsmåte ifølge krav 8, karakterisert ved at ledningen for avkjøling av naturgassen i varmeveksleren passerer gjennom minst en varm sone (212) nær den varme ende av varmeveksleren (210) og en kold sone (214) nær den kolde ende av varmeveksleren (210), idet fordampingssonen i kjølecyklusen (226) er delt i minst en varm sone (212) og en kold sone (214) respektivt tilsvarende den varme sone (212) og den kolde sone (214) gjennom hvilke ledningen fører, med en separat ekspansjonsinnretning (260, 268) for innføring av kondensert kjølemiddel inn i hver av den varme sone (212) og den kolde sone (214), og hvori varmsoneekspansjonsinnretning (268) kontrollerer strømmen av minst en del av det kondenserte kjølemiddel til den varme sone (212) og koldso-neekspansjonsinnretningen (260) kontrollerer strømmen av minst en del av den kondenserte kjølemiddel til den kolde sone (214) og videre omfattende (a) å etablere en ønsket målverdi for kompressorvariabelen; (b) å bestemme en rådende verdi for en slik kompressorvariabel; (c) å sammenligne den ønskede målverdi med den rådende verdi; og (d) å justere varmsoneekspansjonsinnretningen ved hjelp av tilbakematingskontroU basert på differansen og på den integrerte differansen mellom den ønskede målverdi og den rådende verdi for kompressorvariabelen for derved å aktivere en forandring i temperaturen av LNG utløps-strømmen (222) i samme retning som det som oppnås ved å justere kompressorvariabelen, og (e) å på ny å innstille kompressorvariabelen tilbake til den ønskede målverdi.

16. Fremgangsmåte ifølge krav 15, karakterisert ved at kjølemidlet er et multikomponentkjølemiddel som partielt kondenseres for å gi en kjø-lemiddelvæske og en kjølemiddeldamp der kjølemiddel væsken strømmer gjennom den varme sone (212) og kjølemiddeldampen strømmer gjennom den kolde sone (214) og den varme sone (212) og videre omfattende trinnene: (a) på forhånd å bestemme et ønsket forhold mellom strøm av flytende kjølemiddel og strømmen av dampformig kjølemiddel; (b) å måle den rådende strømningshastighet for det flytende kjølemiddel; (c) å måle den rådende strømningshastighet for dampkjølemidlet; (d) å bestemme det rådende forhold mellom flytende kjølemiddel og dampformig kjølemiddel; og (e) å kontrollere koldsoneekspansjons/strørnningskontrollinnretningen (260) for å justere forholdet mellom flytende kjølemiddelstrøm og dampformig kjølemid-delstrøm til det på forhånd bestemte forhold.

17. Fremgangsmåte ifølge krav 16, karakterisert ved at den videre omfatter begrensningskontroll av temperaturen i kjølemidlet ved midlene for retur av ekspandert, fordampet kjølemiddel fra vannenden av varmeveksleren (210) til kompressoren (238), omfattende trinnene: (a) på forhånd å bestemme en lavtemperaturbegrensningsverdi for det tilbakeførte kjølemiddel ved den varme ende; (b) å måle temperaturen for det tilbakeførte kjølemiddel ved den varme ende; (c) å sammenligne den målte temperatur med begrensningstemperaturen; og (d) hvis den målte temperatur er mindre enn begrensningstemperaturen, å redusere forholdet mellom strømningshastigheten for det flytende kjølemiddel og strømningshastigheten for det dampformige kjølemiddel inntil den målte temperatur blir større enn begrensningstemperaturen.

18. Fremgangsmåte ifølge krav 16, karakterisert ved at den videre omfatter å bestemme kompressorutslippstrykket og kompressorenergiforbru-ket og videre omfatter begrensningskontroll av en prosessparameter valgt fra gruppen bestående av: (a) kompressorutslippstrykk; (b) kompressorenergiforbruk; (c) koldekspansjon/srrørrmingskonlxollinru-etning; og (d) varmekspansj on/strømningskontrollinnretning; ved å endre den ønskede målverdi for en kompressorvariabel valgt fra gruppen bestående av: (e) kompressorhastighet; (f) føringsfinnevinkel; og (g) statorbladvinkel.

19. Fremgangsmåte ifølge krav 18, karakterisert ved at opprettelsen av den ønskede målverdi gjennomføres ved hjelp av en stabiltilstandsopti-maliseringsberegning under anvendelse av faktorer valgt fra gruppen bestående av: (a) på forhånd bestemt LNG utslippsstrømstrømningsmengde; (b) naturgassmatestrømbetingelser; (c) mengde av kjølemiddel i kjølemiddelcyklusen; (d) kompresjon av det blandede kjølemiddel; (e) driftstrykk; (f) tilgjengelig energi; (g) utstyrskonstruksjon; (h) kompressorkarakteristika; og (i) omgivelsesbetingelser.

20. Fremgangsmåte ifølge krav 17, karakterisert ved -at opprettelsen av det ønskede målforhold mellom kjølemiddelvæskestrømningshastighet og kjølemiddeldampstrømningshastighet gjennomføres ved hjelp av en stabiltilstandsop-timaliseringsberegning under anvendelse av faktorer (a) på forhånd bestemt LNG utslippsstrømstrømningsmengde; (b) naturgassmatestrømbetingelser; (c) mengde av kjølemiddel i kjølemiddelcyklusen; (d) kompresjon av det blandede kjølemiddel; (e) driftstrykk; (f) tilgjengelig energi; (g) utstyrskonstruksjon; (h) kompressorkarakteristika; og (i) omgivelsesbetingelser.

21. Fremgangsmåte ifølge krav 16, karakterisert ved at (a) justeringen av strømningshastigheten for LNG utløpsstrømmen (222) gjen-nomføres ved tilbakematingskontroU av LNG strørnningskontrollinnretning-en (224); (b) justering av kjølemiddelvæskestrømningshastigheten til en på forhånd bestemt verdi ved tilbakematningskontroU av varmsoneekspansjons-/strørnningskontroll-innretningen (268); (c) justering av kjølemiddeldampstrømningshastigheten til en på forhånd bestemt verdi gjennomført ved tilbakematingskontroU av koldsoneekspansjons-/strøm-ningskontrollinnretningen (260); (d) en på forhånd bestemt verdi for forholdet mellom kjølemiddel væskes trøm-ningshastighet og kjølemiddeldampstørmningshastighet opprettholdes ved å justere den på forhånd bestemte verdi for kjølemiddel væskestrømningshas-tigheten; (e) en på forhånd bestemt verdi for forholdet mellom total kjølemiddelstrøm (væske og damp) og LNG utløpsstrømstrømningshastighet oppnås ved å justere den på forhånd bestemte verdi av kjølemiddeldampstrømningshastighe-ten; og (f) kontroll av temperaturen av LNG utløpsstrømmen (222) gjennomføres ved å justere den på forhånd bestemte verdi for forholdet mellom total kjølemid-delstrømningshastighet og strømningshastigheten for LNG utløpsstrømmen.

22. Fremgangsmåte ifølge krav 21, karakterisert ved at hastigheten for kjølemiddelkompressoren (238) justeres som en funksjon av masse-strøtrmingshastigheten gjennom kompressoren (238) for å nå maksimal kompressoreffektivitet.

23. Fremgangsmåte ifølge krav 21, karakterisert ved at føringsfinnevinkelen i kjølemiddelkompressoren justeres som en funksjon av masse-strømningshastigheten gjennom kompressoren (238) for å oppnå maksimal kompressoreffektivitet.

24. Fremgangsmåte ifølge krav 21, karakterisert ved at statorbladvinklene for kjølemiddelkompressoren justeres som en funksjon av masse-strømningshastigheten gjennom kompressoren (238) for å oppnå maksimal kompressoreffektivitet.

25. Fremgangsmåte ifølge krav 21, karakterisert ved at den videre omfatter begrensningskontroll av temperaturen i tilbakeført kjølemiddel ved midlene for tilbakeføring av ekspandert, fordampet kjølemiddel fra vannenden av varmeveksleren (210) til kompressoren (238) omfattende trinnene: (a) på forhånd å bestemme en lavtemperaturbegrensningsverdi for tilbakeført kjølemiddel ved vannenden; (b) å måle temperaturen i tilbakeført kjølemiddel ved vannenden; (c) sammenligning av den målte temperatur med begrensningstemperaturen; (d) hvis den målte temperatur er mindre enn begrensningstemperaturen, å redusere forholdet mellom strømningshastighet for flytende kjølemiddel og strømningshastigheten for dampformig kjølemiddel inntil den målte temperatur blir større enn begrensningstemperaturen.

26. Fremgangsmåte ifølge krav 21, karakterisert ved at den på forhånd bestemte verdi for flytende kjølemiddelstrømningshastighet og dampformig kjølemiddelstrømningshastighet bestemmes ved hjelp av en stabiltilstandsopti-maliseringsberegning som benytter faktorer valgt fra gruppen bestående av: (a) på forhånd bestemt LNG utslippsstrømstrømningsmengde; (b) naturgassmatestrømbetingelser; (c) mengde av kjølemiddel i kjølemiddelcyklusen; (d) kompresjon av det blandede kjølemiddel; (e) driftstrykk; (f) tilgjengelig energi; (g) utstyrskonstruksjon; (h) kompressorkarakteristika; og (i) omgivelsesbetingelser.

27. Apparatur for å kontrollere produksjonen av en flytendegjort naturgass LNG utløps-strøm (222) ved avkjøling av naturgass-strømmen gjennom en flytendegjøirngsprosess omfattende: målemidler (276,278) for å måle en temperatur og en strømningshastighet for LNG utløpsstrømmen (222); og kontrollmidler for a) å variere avkjølingen av naturgassen for å justere temperaturverdien i LNG utløpsstrømmen, karakterisert vedb) kontrollmidler (274) som uavhengig justerer hastigheten for den LNG som strømmer gjennom prosessen for derved å opprettholde strømnings-hastigheten for den LNG utløpsstrøm (222) på en på forhånd bestemt strømningsverdi og temperaturen på en på forhånd bestemt temperaturverdi.

28. Apparatur ifølge krav 27, karakterisert ved atkont-rollmidlene videre omfatter midler for å variere en verdi forbundet med en kompressor (238) som tilveiebringer avkjøling for derved å justere temperaturverdien for LNG ut-løpsstrømmen (222).

29. Apparatur ifølge krav 28, karakterisert ved at kompressoren (238) justerer strøm og trykk for et kjølemiddel og verdien assosiert med kompressoren (238) er minst en kompressorverdi valgt fra gruppen bestående av hastighet, føringsfinnevinkel og statorbladposisjon på kompressoren (238) for å justere driften av lukket sløyfekjølecyklusen for derved å justere temperaturverdien for LNG utløps-strømmen (222).

30. Apparatur ifølge krav 29, karakterisert ved at den videre omfatter: midler for å bestemme en tilsvarende målverdi basert på begrensninger som definerer et driftsområde for kompressoren for den minst ene kompressorverdi; og midler for å justere den minst ene kompressorverdi til den tilsvarende målverdi, og de varierende midler inkluderer midler for forandring, basert på justeringen til den minst ene kompressorverdi, av minst en verdi forbundet med resirkuleringen av kjølemidlet for derved å opprettholde strømningsverdi og temperatur for LNG utløpsstrømmen (222).

31. Apparatur ifølge krav 27, karakterisert ved at den videre omfatter midler for å variere en blandet kjølemiddel (MR) verdi for et kjølemid-del som gir avkjølingen for derved å justere temperaturverdien i LNG utløpsstrømmen (222).

32. Apparatur ifølge krav 31, karakterisert ved atmåle-midlene videre omfatter: a) midler (286,278) for å måle en MR strømningshastighet og strømningshastighe-ten for LNG utløpsstrømmen, og b) midler for å danne et forhold mellom MR strømningshastighet og LNG strøm- ningshastighet, idet kontrollmidlene videre omfatter: midler for å justere forholdet for å justere driften av lukket sløyfekjølecyklusen for derved å justere temperaturverdien for LNG utløpsstrømmen (222).

33. Apparatur ifølge krav 32, karakterisert ved at den videre omfatter: andre midler (294,296) for å måle en blandet kjølemiddeldamp MRV strøm-ningshastighet og blandet kjølemiddelvæske MRL strømningshastighet, og midler for: a) å justere MRL strømmen for å innstille MR strømningshastigheten og b) derefter å justere MRV strømmen for å justere forholdet inntil det er opp nådd en ventilbegrensning; og midler for endring derefter av en verdi av en kompressor som gir avkjølingen for derved å justere temperaturverdien for LNG utløpsstrømmen (222).