低溫甲醇洗氨冷凍系統(tǒng)優(yōu)化技改小結

雷朝紅，鮑勝儉

（陜西神木化學工業(yè)有限公司，陜西神木 719319）

0 引 言

現(xiàn)代煤化工裝置均設有凈化系統(tǒng)（脫硫脫碳），典型的有低溫甲醇洗工藝。低溫甲醇洗工藝，是以甲醇為吸收劑，利用甲醇在高壓低溫下對變換氣（或工藝氣）中的H2S、CO2以及各種有機硫溶解吸收性大而對CO和H2溶解吸收性小的特點，來脫除變換氣中的酸性氣等雜質，控制出工段凈化氣氣質符合后續(xù)系統(tǒng)的工藝要求。吸收了H2S、CO2以及各種有機硫等雜質后的富甲醇進行減壓解吸、氣提和加熱，再生后循環(huán)使用。此過程中，大多通過丙烯壓縮機制冷來為低溫甲醇洗系統(tǒng)提供冷量，尤其是大型煤化工裝置；小部分通過氨壓縮機制冷來為低溫甲醇洗系統(tǒng)提供冷量，早期煤化工裝置中應用相對較多。

陜西神木化學工業(yè)有限公司（簡稱神木化工）400kt／a煤基甲醇裝置氣體凈化單元采用大連理工大學開發(fā)的低溫甲醇洗工藝，通過沈鼓集團提供的氨壓縮冷凍系統(tǒng)為低溫甲醇洗系統(tǒng)提供冷量，氨壓縮機組（離心式）采用汽輪機驅動，以氣氨為介質，通過壓縮、冷凝、節(jié)流膨脹、蒸發(fā)以實現(xiàn)制冷，在低溫甲醇洗系統(tǒng)開車前提供冷量降低溶液溫度，在低溫甲醇洗系統(tǒng)投運后補償系統(tǒng)冷量損失。

1 氨冷凍系統(tǒng)工藝氣流程簡述

自低溫甲醇洗系統(tǒng)來的氣氨進入氨分離器Ⅰ（VⅡ2301），與來自溫度自調（TV22310）、防喘閥（FV22310）以及中間儲氨罐（VⅡ2303）的氣氨、液氨混合后，分離夾帶的液氨后進入氨壓縮機一段入口［流量為31453m3／h、壓力0.0736MPa（A）、溫度－36℃］，經(jīng)過一段六級壓縮后［壓力0.386MPa（A）、溫度105.2℃］進入低壓氣體冷卻器（EⅡ2301）冷卻，再與來自氨分離器Ⅱ（VⅡ2302）的氣氨混合［混合氣流量37433m3／h、壓力0.361MPa（A）、溫度34℃］，進入氨壓縮機二段經(jīng)過三級（葉輪）壓縮，接著進入高壓氣體冷卻器（EⅡ2302）冷卻至42℃［流量37398m3／h、壓力0.698MPa（A）］，然后進入氨壓縮機三段經(jīng)四級（葉輪）壓縮，氨壓縮機出口氣［壓力1.661MPa（A）、溫度130.6℃］經(jīng)防喘振冷卻器（EⅡ2303）冷卻后，一小部分經(jīng)防喘振調節(jié)閥FV22310和FV22320回到氨分離器Ⅰ（VⅡ2301）和氨分離器Ⅱ （VⅡ2302），大部分則經(jīng)氨冷凝器（EⅡ2304A／B）冷凝為液氨回流到液氨儲槽（VⅡ2304）；液氨儲槽（VⅡ2304）內的液氨經(jīng)自調閥（LV22337）減壓后進入省功器 （VⅡ2305），省功器內液氨經(jīng)總管送低溫甲醇洗系統(tǒng)1＃甲醇氨冷器（EⅡ0203）、2＃甲醇氨冷器（EⅡ0204）、3＃甲醇氨冷器（EⅡ0205）、甲醇再生塔回流氨冷器（EⅡ0213），液氨經(jīng)節(jié)流膨脹、蒸發(fā)為低溫氣氨，后經(jīng)氣氨總管返回氨分離器Ⅰ（VⅡ2301）。

2 氨冷凍系統(tǒng)運行問題及整改措施

神木化工400kt／a甲醇項目于2006年6月開工，2008年7月20日一次投料成功，2008年8月4日順利產(chǎn)出合格精甲醇，2008年12月16日甲醇裝置運行負荷達到100%，轉入正常生產(chǎn)階段。其低溫甲醇洗氨冷凍系統(tǒng)采用沈鼓集團生產(chǎn)的氨壓縮機，型號為MCL706＋2MCL707，自原始開車以來，氨冷凍系統(tǒng)運行工況基本能夠滿足低溫甲醇洗系統(tǒng)運行所需，但也存在如下一些問題：氨壓縮機一段入口分離器積液，導致分離器液位升高，一段入口流量大幅波動，機組轉速波動；氨壓縮機干氣密封一級放空管線堵塞，導致一級放空氣流量降低，放空閥前壓力升高等；夏季現(xiàn)場運行工況與設計工況完全偏離，尤其是每年夏季極端高溫天氣情況下氨壓縮機組負荷已達到其最大出力、機組轉速達到最高點、汽輪機驅動蒸汽調節(jié)閥開度超過90%，低溫甲醇洗系統(tǒng)所需冷量仍稍有欠缺，出氨冷器的酸性氣溫度較設計值偏高約15℃（設計值為－33℃），機組制冷量與設計負荷存在10%的偏差，能耗偏高。通過對氨冷凍系統(tǒng)運行數(shù)據(jù)及氨壓縮機組基礎數(shù)據(jù)的詳細分析，尋找氨冷凍系統(tǒng)優(yōu)化改進思路尤為重要。

2.1 氨壓縮機一段入口分離器積液

2.1.1 原因分析

2008年400kt／a甲醇裝置投運后，氨壓縮機一段入口分離器經(jīng)常出現(xiàn)積液現(xiàn)象，嚴重威脅機組的安全運行。結合現(xiàn)場設備布局及工藝原理，分析認為主要有兩方面的原因：一是后續(xù)流程沒有消耗掉那么多冷量，導致液氨并沒有完全汽化，液氨循環(huán)回來之后積聚在氨壓縮機一段入口分離器內；二是防喘振冷卻器設置不合理，在防喘振流量較小的情況下，氣氨易在防喘振冷卻器底部冷凝成液氨，達到一定量時就會被氣流帶入一段入口分離器內。

2.1.2 整改措施

降低各氨冷器液位控制，避免氨冷器液位過高而造成未汽化的液氨帶入氨壓縮機一段入口分離器；依據(jù)防喘振流量及環(huán)境溫度，適當調整防喘振冷卻器循環(huán)冷卻水流量，控制防喘氣溫度，避免氣氨溫度過低而冷凝成液氨。整改后，基本上消除了氨壓縮機一段入口分離器積液現(xiàn)象。

2.2 氨壓縮機干氣密封一級放空管線堵塞

2010年6月，氨壓縮機開工投用干氣密封時發(fā)現(xiàn)一級放空管線（DN25）堵塞，經(jīng)分析與探討，認為放空針型閥存在問題，隨即拆檢放空針型閥，發(fā)現(xiàn)針型閥閥芯通道內填滿白色晶體。

2.2.1 原因分析

氨壓縮機運行過程中，干氣密封一級放空氣中含有20%的氨氣，即放空管內有氨的存在，氨壓縮機停車后，二級密封氮氣停用，干氣密封放空管內壓力下降，導致含有CO2、N2等的火炬氣倒入一級放空氣管線與放空氣混合，繼而在一定溫度下產(chǎn)生碳銨結晶，致使干氣密封系統(tǒng)儀表、閥門、管線等堵塞。

2.2.2 整改措施

在氨壓縮機高／低壓缸放空管線止逆閥后各加1個三通，一路放空氣由原路管線進火炬，另一路放空氣經(jīng)現(xiàn)場洗氨罐后高點排放；在兩路管線上各加1只手動閥，干氣密封正常投用時關閉現(xiàn)場排放閥，一級放空氣按原路排入火炬，氨壓縮機停車、干氣密封停用后，打開至現(xiàn)場洗氨罐排放閥，關閉一級放空氣進火炬閥門，以免火炬氣倒入一級放空氣管線后形成碳銨結晶而造成堵塞。整改后，氨壓縮機干氣密封運行正常，干氣密封一級放空管線再未出現(xiàn)過堵塞現(xiàn)象。

2.3 運行工況與設計工況偏離問題

2008年甲醇裝置開車以來，初期生產(chǎn)負荷較低，加之循環(huán)水系統(tǒng)運行狀況良好，夏季氨壓縮機運行問題不明顯；隨著2013年甲醇裝置實現(xiàn)滿負荷常態(tài)化運行，以及陜北夏季氣溫高、循環(huán)水系統(tǒng)節(jié)水等方面因素的影響，夏季氨壓縮機系統(tǒng)運行瓶頸問題日漸凸顯，極端高溫天氣下氨壓縮機組甚至處于極限運行狀態(tài)也無法完全滿足低溫甲醇洗系統(tǒng)的冷量需求。2015年7月（夏季）與2015年11月（冬季）氨壓縮機組運行數(shù)據(jù)的對比見表1。

表1 2015年7月（夏季）與2015年11月（冬季）氨壓縮機組運行數(shù)據(jù)的對比

氨壓縮機設計運行參數(shù)與2015年7月27日13：00現(xiàn)場運行參數(shù)的對比見表2?？梢钥闯觯募粳F(xiàn)場運行工況與設計工況完全偏離，加氣段損失了5000m3／h的氣氨流量，二段出口到三段入口損失了1500m3／h的氣氨流量，合計氣氨損失流量達到了機組入口流量的約19.4%，換言之，若可解決此問題，機組負荷可提升約19%。綜合分析認為，由于現(xiàn)場運行工況與設計工況的偏離以及測量儀表誤差、延遲等原因，夏季現(xiàn)場一段入口氣氨流量已超設計值，而加氣段未補氣，反倒損失了部分流量，造成高／低壓缸氣氨流量不匹配，機組運行效率較低。

表2 氨壓縮機設計運行參數(shù)與2015年7月27日13：00現(xiàn)場運行參數(shù)的對比

2.3.1 原因分析

2.3.1.1 加氣段無補氣

氨冷凍循環(huán)是根據(jù)壓焓圖來確定的循環(huán)流程，制冷量的大小與焓差的大小成正比，而加氣的目的就是在一定的制冷量情況下，提高焓差，以降低氣氨的質量流量。換言之，單位質量流量的氣氨所能提供的冷量增多了，這樣就可以減小壓縮機的體積，節(jié)省介質。當前氨壓縮機加氣段（省功器等組件）沒有補氣量，這就無法增加焓差，直接導致氨冷凍系統(tǒng)冷量不足；如果把加氣段的補氣恢復，那么就可以解決冷量提高10%的問題，甚至能提高更多。加氣段無補氣的原因在于人為地把這股氣引走了，或者說把這股氣減到很小的程度。特意取消這股補氣的原因在于，后續(xù)需要冷量的流程同時需要比較高的壓力（約0.7MPa），而經(jīng)過加氣段省功器后的氣氨壓力僅有0.5MPa，氣氨壓力無法滿足需求，這樣就無法為后續(xù)流程提供足夠的冷量，還不如直接把高壓氣氨引走，即不進入省功器。

經(jīng)過省功器的氣氨壓力會降低的原因在于，省功器的工作原理就是通過降壓的方式使氣氨介質進行氣液分離，分離后得到的液相進后續(xù)流程，氣相回到氨壓縮機二段入口補氣?？梢允辜託舛尾唤祲旱姆椒ㄊ前咽」ζ鲹Q成過冷器。過冷器的作用跟省功器相同，都能使氣氨介質進行氣液分離，但過冷器的工作原理是通過氨氣內部自身放熱吸熱（一部分放熱液化，一部分吸熱汽化）實現(xiàn)氣液分離，這樣就可在不改變壓力的情況下補氣。簡言之，將省功器換成過冷器，可解決加氣段氣氨壓力不足的問題，加氣段可以順利補氣，由此可提高機組的制冷量。

2.3.1.2 一段入口流量超設計值

氨壓縮機一段入口流量超設計值，是由于加氣段無補氣，導致外送液氨的冷量不足，只能通過增加一段入口流量以增加外送液氨量來滿足低溫甲醇洗系統(tǒng)所需的冷量；如果加氣段可以正常補氣，氨壓縮機一段入口流量自然會降低。

2.3.1.3 二段入口損失部分流量

氨壓縮機二段入口流量在控制系統(tǒng)中是通過溫度、壓力等參數(shù)換算而得，現(xiàn)場并沒有漏點等現(xiàn)象，故極有可能是因為二段沒有加氣導致控制系統(tǒng)某些參數(shù)有誤，而控制系統(tǒng)流量換算公式已定，由此換算所得的流量自然就有偏差了。

2.3.1.4 高壓缸流量不匹配

氨壓縮機有一定的負荷范圍，因氨壓縮機二段沒有加氣，高壓缸的流量偏低，偏離了設計點就意味著運行效率降低，功耗增加，而由于這種低流量還在氨壓縮機的操作彈性范圍內，因此并沒有影響其運轉；如果加氣段能夠補氣，那么高壓缸的運行效率就會提高。

2.3.2 優(yōu)化改造方案

經(jīng)過沈鼓方面的核算，原氨壓縮機設計工況就是其最高效率點，故無需對加氣段的參數(shù)進行修改，只需滿足原設計運行參數(shù)即可；由于過冷器與省功器對于氨壓縮機組加氣段而言其作用完全相同，改用過冷器，既可保證加氣段氣量又能滿足系統(tǒng)所需的氣氨壓力，因此將省功器換為過冷器完全可以滿足原設計工況。改造前（2018年8月）與改造后（2019年9月）氨壓縮機組運行標定數(shù)據(jù)的對比見表3。

表3 改造前（2018年8月）與改造后（2019年9月）氨壓縮機組運行標定數(shù)據(jù)的對比

由表3數(shù)據(jù)并結合設計工藝參數(shù)可以看出：氨壓縮機組汽輪機蒸汽流量設計值23.0t／h，改造前實際運行平均值為23.87t／h，改造后實際運行平均值為19.87t／h，較設計值下降13.6%，較改造前下降16.8%；機組額定轉速為7770 r／min，設計運行范圍為6300～8159r／min，改造前實際工作轉速為8134～8157r／min，改造后實際工作轉速為7664～7734r／min；氨壓縮機一段入口流量設計值31453m3／h，改造前實際運行平均值為34857m3／h，改造后實際運行平均值為31788m3／h，一段入口流量較改造前下降8.8%；二段入口流量設計值37433m3／h，改造前實際運行平均值為28795m3／h，改造后實際運行平均值為30230m3／h；氨壓縮機三段出口溫度設計值130.6℃，改造前實際運行值為145～154℃，改造后實際運行值為122～130℃；氨壓縮機三段出口壓力設計值1.561MPa，改造前實際運行值在1.30～1.40MPa之間，改造后實際運行值在1.15～1.30MPa之間。

系統(tǒng)優(yōu)化改造后，氨壓縮機二段補氣量增加約4500m3／h，解決了氨壓縮機高／低壓缸流量不匹配問題，保證了機組的穩(wěn)定運行；同時，隨著二段補氣量增加，外送液氨溫度隨之降低，制冷效果明顯提升，機組負荷下降，各運行參數(shù)與設計值基本相符；機組制冷量達到設計值，夏季高溫天氣時機組負荷完全可以滿足低溫甲醇洗系統(tǒng)運行所需，節(jié)能效果明顯。

3 結束語

氨壓縮制冷和丙烯壓縮制冷均有較多的應用業(yè)績，技術成熟可靠，各有千秋。低溫甲醇洗系統(tǒng)采用何種制冷技術，需結合項目所需制冷量、冷量提供介質的溫度、制冷劑獲得的便利性等因素，進行運行能耗、投資等方面的綜合對比，擇優(yōu)而定。就制冷劑——氨和丙烯兩者的對比來看，無毒的丙烯屬大型新建項目的首選。

作為非典型性的低溫甲醇洗氨冷凍系統(tǒng)，神木化工通過對其進行工藝優(yōu)化及設備改造，消除了其運行瓶頸問題及安全隱患，節(jié)約了氨壓縮機組汽輪機的高壓蒸汽消耗，滿足了低溫甲醇洗系統(tǒng)（夏季高溫天氣）對冷量的需求，保證了系統(tǒng)的穩(wěn)定運行，取得了良好的經(jīng)濟效益。