脫乙烷塔側(cè)采流程模擬與優(yōu)化

譚明松，朱煒玄，鄒 雄，韓志忠，董宏光，王克峰

（ 大連理工大學(xué) 化工學(xué)院，遼寧 大連 116024）

乙烯裝置工藝流程復(fù)雜，耦合度高，分離流程的選取對(duì)于節(jié)能減排至關(guān)重要［1-3］。分離流程中，前脫丙烷流程應(yīng)用較多，脫乙烷-乙烯精餾單元負(fù)責(zé)將混合C2與重組分分離及乙烯產(chǎn)品精制，在裝置總能耗中占較大比例［4］。趙雄等［5-6］通過(guò)模擬計(jì)算，對(duì)脫乙烷塔的單塔操作條件進(jìn)行了優(yōu)化。王易卓等［7］在脫乙烷塔中設(shè)置乙炔加氫反應(yīng)段，并與預(yù)脫甲烷塔、脫甲烷塔熱耦合，降低了整體能耗。王洲暉等［8］對(duì)采用熱泵精餾技術(shù)的乙烯精餾塔進(jìn)行了研究。羅祎青等［9］在乙烯精餾塔中應(yīng)用內(nèi)部能量集成技術(shù)，降低了熱泵精餾的能耗。Hirata［10］針對(duì)脫乙烷-乙烯精餾單元進(jìn)行優(yōu)化，通過(guò)增設(shè)中間再沸器等方式降低該單元冷劑消耗。工程應(yīng)用中，一些專利流程可降低前脫丙烷流程中脫乙烷-乙烯精餾單元的能耗。其中一類為中國(guó)石化的低能耗乙烯分離技術(shù)（LECT）［11］與 S&W 公司的專利流程［12］。這類流程的脫甲烷塔釜液可繞過(guò)脫乙烷塔，從而降低脫乙烷塔、乙烯精餾塔的能耗［13］。還有一類通過(guò)在C2流股進(jìn)入乙烯精餾塔前采出部分乙烯，降低乙烯精餾塔的能耗，采用該流程的主要為KBR公司［14］。

本工作針對(duì)上游脫甲烷單元選用LECT流程的乙烯裝置，對(duì)脫乙烷塔側(cè)采流程進(jìn)行模擬與優(yōu)化，并對(duì)比兩類脫乙烷-乙烯精餾單元流程的能耗。

1 流程簡(jiǎn)述

圖1為L(zhǎng)ECT流程、脫乙烷塔側(cè)采流程、KBR專利流程的脫乙烷-乙烯精餾單元流程。其中乙烯精餾塔均采用開式熱泵精餾。由圖1a可知，LECT流程中，上游預(yù)脫甲烷塔釜液中含有C3組分，需至脫乙烷塔處理，脫乙烷塔塔頂采出混合C2進(jìn)入乙烯精餾塔，塔釜采出混合C3至加氫反應(yīng)器脫除炔烴及二烯烴。由于脫甲烷塔釜液不含C3+組分，故該物料可直接進(jìn)入乙烯精餾塔，無(wú)需進(jìn)入脫乙烷塔，因此脫乙烷塔處理負(fù)荷及能耗均較常規(guī)流程低。對(duì)于乙烯精餾塔，兩股進(jìn)料分別來(lái)自脫甲烷塔塔底采出及脫乙烷塔塔頂采出。其中，脫甲烷塔塔底采出的混合C2中乙烯的占比較脫乙烷塔塔頂采出的大，兩股摩爾分?jǐn)?shù)不同的物料分別進(jìn)料相當(dāng)于在乙烯精餾塔前進(jìn)行了一次預(yù)分離，故乙烯精餾塔的能耗也較常規(guī)流程低。由圖1b可知，脫乙烷塔側(cè)采流程中，脫乙烷塔設(shè)置了側(cè)線采出。自上游脫甲烷單元來(lái)的兩股進(jìn)料進(jìn)入脫乙烷塔，脫乙烷塔塔頂采出部分聚合級(jí)乙烯，作為乙烯精餾塔的一股回流至乙烯精餾塔塔頂，從而降低乙烯精餾過(guò)程的能耗。脫乙烷塔側(cè)線采出剩余混合C2，至乙烯精餾塔進(jìn)行分離。由圖1c可知，KBR專利流程中設(shè)置了乙烯汽提塔，脫乙烷塔塔頂氣相采出混合C2，作為乙烯汽提塔的塔底氣相進(jìn)料。乙烯汽提塔釜采出乙烯乙烷至乙烯精餾塔，塔頂液相采出部分聚合級(jí)乙烯，作為乙烯精餾塔的一股回流液相，從而降低乙烯精餾過(guò)程的能耗。由于脫乙烷塔塔頂至乙烯汽提塔的氣相量為定值，故該流程中乙烯汽提塔塔頂可采出的乙烯量也為定值。

脫乙烷塔側(cè)采流程是在KBR專利流程基礎(chǔ)上得到的改進(jìn)流程，目前已得到工程應(yīng)用。兩種流程均采用乙烯精餾塔前采出部分聚合級(jí)乙烯的思路，不同之處在于預(yù)先采出的乙烯量是否可調(diào)。經(jīng)改進(jìn)后，脫乙烷塔側(cè)采流程可通過(guò)增加脫乙烷塔冷凝器、再沸器的負(fù)荷來(lái)提高塔頂可采出的乙烯量，強(qiáng)化該流程在乙烯精餾過(guò)程中的節(jié)能效果。本工作對(duì)LECT流程與脫乙烷塔側(cè)采流程進(jìn)行計(jì)算，并比較分析兩流程的能耗。

圖1 三種脫乙烷-乙烯精餾單元流程Fig.1 Three deethane-ethylene distillation processes.

2 流程模擬及參數(shù)選取

對(duì)LECT流程與脫乙烷塔側(cè)采流程進(jìn)行模擬計(jì)算，采用Aspen Plus軟件進(jìn)行建模，以SRK作為全局物性方法。表1為脫乙烷-乙烯精餾單元進(jìn)料組成。其中一股為上游LECT流程的脫甲烷塔塔底采出，另一股為預(yù)脫甲烷塔塔底采出。

表2為流程中固定的工藝參數(shù)。計(jì)算中保證兩流程分離指標(biāo)一定，各塔塔頂塔底溫度也為固定參數(shù)。

2.1 脫乙烷塔側(cè)采流程

2.1.1 脫乙烷塔塔頂聚合級(jí)乙烯采出量選擇

脫乙烷塔側(cè)采流程通過(guò)在脫乙烷塔增設(shè)乙烯精餾段，在脫乙烷塔塔頂采出混合C2中的部分乙烯，并將其作為乙烯精餾塔的回流，在相同回流比下乙烯精餾塔塔頂氣相采出量相應(yīng)降低，乙烯壓縮機(jī)的電耗隨之減少。同時(shí)，乙烯壓縮機(jī)出口氣相量減少，冷凝所需的負(fù)荷也隨之降低，即乙烯精餾塔再沸器在與壓縮機(jī)出口氣相冷凝器匹配后剩余的負(fù)荷增加。對(duì)于低于環(huán)境溫度操作的分離系統(tǒng)，精餾塔再沸器可與工藝流股或制冷機(jī)組匹配［15］，從而降低制冷機(jī)組電耗，因此乙烯精餾塔再沸器剩余負(fù)荷增加可進(jìn)一步降低裝置能耗?？苫厥盏睦淞吭黾樱蛇M(jìn)一步降低裝置的能耗。然而，上述能耗的降低需通過(guò)脫乙烷塔采出部分乙烯，同時(shí)增加冷凝器、再沸器的負(fù)荷實(shí)現(xiàn)。對(duì)于脫乙烷-乙烯精餾塔單元而言，脫乙烷塔能耗的增加與乙烯精餾塔節(jié)能效果需要權(quán)衡。

表3為改變脫乙烷塔塔頂乙烯采出量時(shí)流程的能耗變化，其中不同品質(zhì)冷量消耗統(tǒng)一為電耗。脫乙烷塔乙烯采出量的增加，本質(zhì)上是改變了側(cè)線以上塔段輕組分的回收率，改變乙烯采出量時(shí)，側(cè)線上下塔段的理論板數(shù)也進(jìn)行了調(diào)整。由于脫乙烷塔釜溫度為40.5 ℃，在工業(yè)應(yīng)用中該溫位可采用急冷水進(jìn)行加熱，此時(shí)脫乙烷塔再沸器負(fù)荷的增加不會(huì)引起裝置能耗增加，反而能降低急冷水冷卻所需的水冷器或空冷器的負(fù)荷。本工作在評(píng)價(jià)各工況能耗時(shí)僅考慮冷量對(duì)應(yīng)電耗及開式熱泵所需電耗，不考慮脫乙烷塔再沸器負(fù)荷的增加。由表3可知，隨著脫乙烷塔塔頂乙烯采出量增加，脫乙烷塔冷凝器所需的-41 ℃冷量消耗也不斷增加，當(dāng)乙烯采出量為45 t/h時(shí)，脫乙烷-乙烯精餾單元的總電耗最低，因此脫乙烷塔塔頂乙烯采出量?jī)?yōu)選為45 t/h。

表1 脫乙烷-乙烯精餾單元進(jìn)料組成Table 1 Feed composition of deethane-ethylene distillation unit

表2 流程中固定的工藝參數(shù)Table 2 Fixed parameters in the process flowsheets

表3 脫乙烷塔塔頂乙烯采出量的靈敏度分析Table 3 Sensitivity analysis of ethylene recovery rate of deethanizer

2.1.2 脫乙烷塔側(cè)線采出位置選擇

圖2為脫乙烷塔側(cè)采位置的靈敏度分析。由圖2可知，隨著側(cè)采位置下移，上段理論板數(shù)增加，塔頂采出的聚合級(jí)乙烯中乙烷含量越少，同時(shí)下塔段C2/C3的分離效果越差。為權(quán)衡上下塔段的分離效果，側(cè)線采出位置優(yōu)選為第31塊板。此時(shí)塔頂采出乙烯中乙烷含量為426×10-6（x），側(cè)線采出混合C2中丙烯占乙烷的比例為466×10-6（x），塔釜采出混合C3中乙烯占丙烯的比例為537×10-6（x）。

圖2 脫乙烷塔側(cè)采位置靈敏度分析Fig.2 Sensitivity analysis of side extraction stage in deethanizer.

2.1.3 脫乙烷塔進(jìn)料位置選擇

由于脫甲烷塔塔底采出基本不含混合C3組分，無(wú)需在側(cè)線以下塔段進(jìn)行混合C2/混合C3組分的分離，因此進(jìn)料位置應(yīng)在脫乙烷塔側(cè)線以上。圖3a為脫甲烷塔塔底采出至脫乙烷塔進(jìn)料位置的靈敏度分析。由圖3a可知，當(dāng)進(jìn)料位置為第27塊板時(shí)，塔頂采出乙烯中的乙烷含量最小，因此進(jìn)料位置選為第27塊板。此時(shí)塔頂采出的乙烯中乙烷含量為426×10-6（x）。

預(yù)脫甲烷塔塔底采出中含混合C3組分，需在側(cè)線以下塔段進(jìn)行分離混合C2/混合C3組分，進(jìn)料位置應(yīng)在脫乙烷塔側(cè)線以下。圖3b為預(yù)脫甲烷塔塔底采出至脫乙烷塔進(jìn)料位置的靈敏度分析。由圖3b可知，進(jìn)料位置下降至第48塊板時(shí)側(cè)線采出中混合C3含量顯著增加，故應(yīng)避免在第48塊板及其以下位置進(jìn)料。當(dāng)進(jìn)料位置為第46塊板時(shí)，側(cè)線采出中的混合C3含量最小，因此選擇于該位置進(jìn)料。此時(shí)側(cè)線采出中混合C3組分占乙烷的比例為519×10-6（x），塔釜采出中混合C2組分占丙烯的比例為493×10-6（x）。

2.1.4 乙烯精餾塔進(jìn)料位置選擇

圖3c為側(cè)采流程乙烯精餾塔進(jìn)料位置的靈敏度分析。由圖3c可知，進(jìn)料位置為第43塊板時(shí)，乙烯中乙烷含量最低，為397×10-6（x），因此乙烯精餾塔的進(jìn)料位置選為第43塊板。

2.1.5 熱泵精餾回流過(guò)冷

乙烯精餾塔采用開式熱泵精餾，高壓回流液相返塔時(shí)壓力降低，將產(chǎn)生氣液兩相，降低實(shí)際回流比，使乙烯壓縮機(jī)的功耗增加。工業(yè)應(yīng)用中為降低回流的氣相分率，通常均設(shè)法使回流液相進(jìn)一步過(guò)冷。選用回流液相與進(jìn)料換熱的方式，分出一股進(jìn)料將其節(jié)流至0.4 MPa，節(jié)流后溫度為-68.5 ℃。節(jié)流后的進(jìn)料與回流液相換熱至完全氣化，將回流液相冷卻至-65.5 ℃，換熱后氣相進(jìn)料位置為原進(jìn)料位置向下三塊理論板。經(jīng)計(jì)算，通過(guò)與進(jìn)料換熱，兩流程回流液相降壓后的氣化分率可從15%降至5%，乙烯壓縮機(jī)電耗降低381 kW。

圖3 脫甲烷塔塔底采出（a）、預(yù)脫甲烷塔釜液（b）和乙烯精餾塔（c）至脫乙烷塔進(jìn)料位置靈敏度分析Fig.3 Sensitivity analysis of feed stage from demethanizer bottom to deethanizer(a)，pre-demethanizer bottom to deethanizer(b) and C2 splitter(c).

2.2 LECT流程

使用同樣的方法，對(duì)LECT流程的脫乙烷-乙烯精餾單元進(jìn)行模擬優(yōu)化。在產(chǎn)品分離指標(biāo)與脫乙烷塔側(cè)采流程相同的情況下，確定各塔最優(yōu)進(jìn)料位置，以此作為兩流程能耗比較基準(zhǔn)。

3 流程能耗對(duì)比及分析

計(jì)算得各換熱設(shè)備熱負(fù)荷、壓縮機(jī)功耗等結(jié)果見表4。

3.1 脫乙烷塔的對(duì)比與分析

由表4可知，對(duì)于脫乙烷塔側(cè)采流程，脫乙烷塔塔頂采出45 t/h乙烯后，冷凝器與再沸器負(fù)荷較LECT流程分別增加3 970 kW與2 783 kW。由于乙烯的泡點(diǎn)低于乙烯乙烷混合物的泡點(diǎn)，為保證塔頂冷凝器與-41 ℃丙烯冷劑傳熱溫差充足，側(cè)采流程中脫乙烷塔的操作壓力大于LECT流程。計(jì)算時(shí)將脫乙烷塔塔頂操作壓力升高至1.52 MPa，以保證傳熱溫差。操作壓力的提高，降低了各組分的相對(duì)揮發(fā)度，增加了分離難度。脫乙烷塔塔頂采出10 t/h乙烯時(shí)，脫乙烷塔冷凝器負(fù)荷較LECT流程增加較為顯著。當(dāng)乙烯采出量接近脫甲烷塔釜液相中的乙烯含量時(shí)，繼續(xù)增加乙烯采出會(huì)使脫乙烷塔冷凝器負(fù)荷顯著增加，從而導(dǎo)致單元整體電耗增加，裝置的能耗水平上升。因此，對(duì)于脫乙烷塔側(cè)采流程，脫乙烷塔塔頂乙烯采出量不應(yīng)大于脫甲烷塔釜液所含乙烯量，否則該流程將失去節(jié)能效果。

表4 兩流程計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of calculation results between the two processes

3.2 乙烯精餾塔的對(duì)比與分析

對(duì)于設(shè)置開式熱泵的乙烯精餾系統(tǒng)，壓縮機(jī)出氣的一部分作為產(chǎn)品采出，另一部分經(jīng)換熱冷凝為液相回流返塔。由表4可知，當(dāng)乙烯精餾塔額外引進(jìn)另一股回流液相時(shí)，壓縮機(jī)進(jìn)氣量可相應(yīng)減少。與LECT流程相比，當(dāng)維持產(chǎn)品收率及分離指標(biāo)一定時(shí)，側(cè)采流程的壓縮機(jī)進(jìn)氣量降低了34%，相應(yīng)地壓縮機(jī)電耗也降低了34%，節(jié)能效果顯著。同時(shí)，外界回流液相的引入，還可減少壓縮后與塔釜換熱的氣相量，因此塔釜需從脫乙烷-乙烯精餾單元外吸入更多熱量，這在低于環(huán)境溫度的精餾過(guò)程中是有利的。側(cè)采流程中乙烯精餾塔釜可回收-54 ℃冷量9 597 kW，比LECT流程多回收3 484 kW。

3.3 兩流程能耗的對(duì)比

以電耗為基準(zhǔn)比較兩種脫乙烷-乙烯精餾單元流程的能耗，LECT流程的電耗為11 865 kW·h，脫乙烷塔側(cè)采流程的電耗為7 609 kW·h。由表4可見，對(duì)于上游采用LECT流程的裝置，脫乙烷-乙烯精餾單元選用脫乙烷塔側(cè)采流程較原流程節(jié)能效果顯著，在給定的進(jìn)料下，脫乙烷塔側(cè)采流程可降低電耗35.9%。

4 結(jié)論

1）通過(guò)Aspen Plus模擬軟件對(duì)兩種脫乙烷-乙烯精餾單元流程進(jìn)行模擬與優(yōu)化，確定了各流程在給定進(jìn)料下的工藝參數(shù)。

2）計(jì)算結(jié)果表明，脫乙烷塔側(cè)采流程中，脫乙烷塔塔頂乙烯采出量存在最優(yōu)值，給定進(jìn)料下脫乙烷塔塔頂采出45 t/h乙烯可使脫乙烷-乙烯精餾單元電耗最低。

3）對(duì)于脫乙烷塔側(cè)采流程，當(dāng)脫乙烷塔塔頂采出乙烯量接近或大于脫甲烷塔釜液所含乙烯量時(shí)，繼續(xù)增加乙烯采出量所需的冷量消耗明顯增加。對(duì)于該流程，脫乙烷塔塔頂乙烯采出量不應(yīng)大于脫甲烷塔釜液所含乙烯量。

4）對(duì)于上游脫甲烷單元采用LECT流程的乙烯裝置，脫乙烷-乙烯精餾單元選用脫乙烷塔側(cè)采流程具有顯著的節(jié)能效果，在給定的進(jìn)料下，脫乙烷塔側(cè)采流程可降低電耗35.9%。