國內(nèi)某輕烴深度回收裝置運行情況分析及建議

陳 波，伍偉倫，張程平，李光照，李 莎，嵇 翔，楊甲強，吳文躍

（中國石油塔里木油田公司塔里木能源分公司，新疆 庫爾勒 841000）

天然氣作為一種混合物，特別是凝析氣及伴生氣包含較為豐富的丙烷、丁烷和戊烷等更重的烴類，是優(yōu)質的化工原料，在化工領域有廣泛應用[1-4]。1984年，加拿大埃索公司（ESSO）首先提出以回收天然氣中丙烷為目標的直接換熱（Direct heat exchange，DHX）法，并成功應用于Judy Creek工廠裝置[5]。經(jīng)充分分析DHX工藝機理，國內(nèi)研究者從提高收率、優(yōu)化用能和提高適應性方面出發(fā)，從脫乙烷塔頂部精餾形式以及DHX塔頂進料物流入手，對DHX工藝進行了優(yōu)化改造，并在我國春曉、塔里木和珠海高欄等氣田實現(xiàn)應用，取得了很好的效果[6-11]。

作為國內(nèi)超大型天然氣輕烴回收裝置之一，國內(nèi)某輕烴回收裝置采用了相似的DHX輕烴回收工藝，丙烷最高設計理論收率可以達到98.0%，考慮操作波動、計算誤差、設備和換熱流程不理想等因素[12]，裝置設計C3+（丙烷及以上組分，下同）液烴收率保證值為96.0%，于2017年8月30日一次投產(chǎn)成功。通過相關操作控制及參數(shù)優(yōu)化調(diào)整，僅C3+液烴收率能夠達到96.0%的設計要求，丙烷收率比理論設計值偏低4.0%左右，無法進一步提高，導致日損失液化氣約32噸。

針對裝置丙烷收率無法達到設計值的問題，結合DHX工藝研究結果，本文從流程設計、運行負荷和運行參數(shù)等方面確定了影響丙烷收率的因素，采用歷史運行數(shù)據(jù)比對及HYSYS模擬軟件計算相結合的方式對相關因素進行了分析，確定了影響裝置丙烷收率的關鍵因素，并就原料氣乙烷含量（物質的量分數(shù)，下同）升高和冷箱換熱網(wǎng)絡相關問題進行了分析，提出了改進措施。相關分析結論對DHX輕烴回收工藝設計、冷箱換熱網(wǎng)絡優(yōu)化和輔助流程設計具有借鑒意義。

1 輕烴裝置流程介紹

通過對國內(nèi)引進的DHX工藝進行優(yōu)化，增加回流系統(tǒng)，將脫乙烷塔由原提餾運行模式改進為精餾運行模式，有效控制脫乙烷塔頂氣相中的丙烷含量（物質的量分數(shù)，下同），使丙烷收率進一步提升[13]，裝置年產(chǎn)液烴 45 × 104噸，單列設計處理天然氣 1500 × 104立方米/天，兩列裝置同時運行，相關運行流程見圖1。脫水干氣先進入冷箱預冷，然后進入低溫分離器進行氣液分離，液相經(jīng)節(jié)流降壓和冷箱復熱后進入脫乙烷塔，氣相經(jīng)膨脹機制冷后進入DHX塔底，并為裝置運行產(chǎn)生穩(wěn)定冷量。DHX塔底液烴經(jīng)增壓泵增壓、冷箱復熱后進入脫乙烷塔上部。脫乙烷塔頂部氣體進入冷箱冷卻后進入回流罐，液烴經(jīng)泵增壓回流至脫乙烷塔頂。不凝氣進入冷箱進一步冷卻液化后進入DHX塔頂部，DHX塔頂?shù)蜏靥烊粴膺M入冷箱復熱后，依次經(jīng)過膨脹機增壓端和天然氣增壓裝置增壓后外輸。脫乙烷塔底回收的C3+液烴全部進入脫丁烷塔，生產(chǎn)出合格的液化石油氣（LPG）和1號穩(wěn)定輕烴產(chǎn)品。

圖1 輕烴回收裝置運行流程Fig.1 Operating process of light hydrocarbon recovery device

裝置設計及運行參數(shù)詳見表1，膨脹機后制冷溫度優(yōu)于設計值且制冷量充足情況下，存在裝置丙烷收率與設計收率相差較大、部分運行參數(shù)無法達到設計值的問題。

表1 主要設計與運行參數(shù)對比Table 1 Comparison of main design and operation parameters

2 丙烷收率偏低影響因素分析及主要因素確認

2.1 丙烷收率偏低影響因素分析

根據(jù)DHX塔的吸收作用機理以及丙烷收率定義，得出影響DHX工藝中丙烷收率的因素[12,14-15]，結合裝置運行經(jīng)驗，增加可能存在流程設計不完善因素，按照關聯(lián)分析法，逐步將影響因素關聯(lián)至末端影響因素，影響裝置丙烷收率的關聯(lián)樹圖見圖2。

分別對相關因素進行定量分析，明確非主要因素，如原料氣丙烷含量和低溫分離器丙烷冷凝量[15]。因DHX塔吸收劑循環(huán)量、丙烷相平衡常數(shù)和DHX塔進料溫度均優(yōu)于設計值，故不考慮其影響（表1）。由圖2可知，剩余的脫乙烷塔運行負荷高、脫乙烷塔上部進料溫度偏高、回流罐溫度偏高及流程設計不合理可能是制約裝置丙烷收率的末端因素，需進行進一步分析以確定主要影響因素。

圖2 丙烷收率偏低原因關聯(lián)分析Fig.2 Correlation analysis of low propane yield

2.2 影響丙烷收率主要因素確認

2.2.1 脫乙烷塔運行負荷超高

裝置脫乙烷塔采用蘇爾壽專有的NeXRingTM高性能散堆填料，填料的比表面積和空隙率等參數(shù)屬于廠家保密范疇，無法利用通用的仿真模擬軟件研究脫乙烷塔真實運行狀況，僅能將統(tǒng)計的工況1的實際運行參數(shù)返回塔內(nèi)件廠家，經(jīng)填料廠家核算得脫乙烷塔各段填料最大運行泛點率為73.4%，處于標準及技術協(xié)議要求范圍內(nèi)，填料效率正常，不存在超負荷運行情況，因此脫乙烷塔運行負荷高不是影響丙烷收率的主要因素。

2.2.2 脫乙烷塔上部進料溫度和回流罐溫度偏高

脫乙烷塔上部進料溫度越低，進料液相含量越大，可以提高塔頂精餾效果，降低塔頂氣丙烷含量，從而降低回流罐不凝氣丙烷含量。為進一步定量分析脫乙烷塔上部進料溫度對丙烷收率影響的程度，保持塔底液烴產(chǎn)品乙烷含量及工況1其它參數(shù)不變，以脫乙烷塔上部的運行進料溫度（約-10 ℃）為基準，通過HYSYS軟件模擬計算脫乙烷塔上部不同進料溫度下，塔頂丙烷含量、不凝氣丙烷含量相對變化情況（與基準相比），結果見圖3(a)。保持回流罐溫度不變，與基準進料溫度相比，脫乙烷塔上部進料溫度降低，可以略微降低塔頂丙烷出氣中乙烷含量，并可完全忽略對回流罐不凝氣中丙烷含量的影響，故脫乙烷塔上部進料溫度偏高不是影響丙烷收率的主要因素。

提高精餾塔頂回流量，可有效降低精餾塔頂產(chǎn)品輕關鍵組分含量，對于部分冷凝的脫乙烷塔來說，回流罐溫度越低回流量越大，不凝氣中輕組分含量越少，通過HYSYS軟件建立工況1中脫乙烷塔的基礎模型，并以工況1中回流罐的運行進料溫度（約-29 ℃）為基準，僅改變回流罐溫度，研究不同回流罐溫度下，塔頂及回流罐不凝氣丙烷含量相關變化情況（與基準相比），結果見圖3(b)。結果表明，與基準回流罐溫度相比，回流罐溫度每降低2 ℃，不凝氣丙烷含量降低50.0%，脫乙烷塔回流罐溫度偏高對丙烷收率影響明顯，為丙烷收率偏高的關鍵因素。為深入分析丙烷收率低于設計值的問題，還需要進一步研究裝置回流罐溫度僅為-28.8 ℃的內(nèi)在原因。

圖3 脫乙烷塔上部進料溫度(a)和回流罐溫度(b)對丙烷含量的影響Fig.3 Effects of feed temperature at upper part of deethanizer (a) and reflux tank temperature (b) on propane content

2.2.3 密封流程設計合理性分析

在天然氣處理裝置中，利用系統(tǒng)工藝介質作為旋轉設備的冷卻和密封介質是應用最廣且效果明顯的措施。在設計初期，設計人員往往僅對主工藝流程進行模擬分析，忽略設備輔助流程對主體工藝裝置參數(shù)影響。通過對流程進行摸排確認，廠內(nèi)磁懸浮膨脹機直接選用未脫烴高壓原料氣進入膨脹機梳齒密封，密封膨脹端葉輪處的低溫液烴的同時，冷卻軸承箱內(nèi)部磁懸浮軸承，最后直接進入增壓端外輸，影響裝置收率，流程見圖4。

圖4 磁懸浮膨脹機軸承密封流程Fig.4 Bearing sealing process of magnetic levitation expander

脫乙烷塔回流泵利用回流罐液烴內(nèi)低溫液烴冷卻電機（丙烷含量達到10.70%），冷卻后的逆循環(huán)回流液烴直接進入不凝氣，增加DHX塔頂吸收劑丙烷含量，吸收效率降低，流程見圖5。依據(jù)廠家給定的密封介質流量和物料分析化驗數(shù)據(jù)，利用HYSYS軟件模擬計算不合理流程對丙烷收率的影響，結果見表2。由表2可知，由于密封、冷卻流程設計不合理，單列裝置丙烷收率影響量超過1.42%，兩列裝置合計日損失液烴13噸，造成日經(jīng)濟損失4.3萬元。

表2 不合理密封流程設計對單列裝置收率的影響Table 2 Influence of unreasonable sealing process design on yield of single-row device

圖5 脫乙烷回流泵逆循環(huán)冷卻流程Fig.5 Reverse circulation cooling process of deethane reflux pump

3 回流罐和冷箱換熱網(wǎng)絡存在問題分析及改進措施

3.1 原料氣乙烷含量對回流罐溫度的影響

在系統(tǒng)制冷溫度與設計值一致的情況下，首先利用HYSYS軟件對乙烷含量6.82%的工況3（調(diào)整膨脹機出口壓力，減少系統(tǒng)產(chǎn)液量，以對比原料氣乙烷含量升高、產(chǎn)液量增大對回流罐溫度的影響）計算分析，受大量乙烷冷凝影響，冷箱C、D流道的熱負荷分別增加約80%、30%，成為各流道無法冷卻至較低設計溫度的阻力。通過比較設計工況、工況1和工況2發(fā)現(xiàn)，隨著乙烷含量降低至設計值，在膨脹機進出口壓差相似的情況下，回流罐溫度降低至-31.8 ℃，說明原料氣乙烷含量降低，冷箱換熱效果得到明顯改善。即使膨脹機后溫度達到-70.6 ℃、制冷量充足的情況下，回流罐溫度無法達到設計值，說明冷箱換熱結構不合理，回流罐無法獲得更多冷量。另外，在乙烷含量偏高時，嘗試緩慢提高膨脹機后壓力和升高膨脹機出口溫度至設計值，以降低脫乙烷塔和冷箱運行負荷，回流罐溫度未能降低，有效消除膨脹機后制冷溫度低于設計值對問題分析的干擾，進一步證明原料氣乙烷含量升高是回流罐溫度升高的原因，相關測試數(shù)據(jù)見表3。由表3可知，工況3中，丙烷收率反而表現(xiàn)出下降趨勢，原因在于系統(tǒng)產(chǎn)液量以及系統(tǒng)乙烷冷凝量不足，脫乙烷塔精餾效果反而變差。

表3 現(xiàn)場典型運行工況參數(shù)Table 3 Typical operating condition parameters

3.2 冷箱換熱網(wǎng)絡存在問題分析

工藝裝置采用多股流集成式冷箱，構成輕烴回收裝置的換熱網(wǎng)絡，由CHART公司根據(jù)進出口物流溫度需求獨立完成設計，具有冷量梯級利用、減少冷量損失優(yōu)點，換熱器整體設計考慮10%的換熱面積余量，冷箱各換熱流道的結構和溫度調(diào)節(jié)分別見圖6和圖1。

圖6 冷箱各換熱流道結構Fig.6 Structure of each heat exchange runner in cold box

對比設計工況、工況1和工況2可知，通過調(diào)整膨脹機后的壓力，可以產(chǎn)生比設計更高的冷量，但由于冷箱換熱網(wǎng)絡結構不夠優(yōu)化，僅籠統(tǒng)地整體考慮換熱面積余量問題，未能與工藝需求充分結合，影響回流罐溫度進一步降低。廠家以保密為由未提供內(nèi)部換熱情況，但從后期運行情況推斷得出：C換熱流道與所有主副冷物料換熱，且C換熱流道物流冷量分配無法控制；D換熱流道換熱比較靠后，僅與E、F換熱流道換熱，未能與主冷A換熱流道換熱，使得B、C換熱流道均能獲得足夠的冷量，而影響收率的D換熱流道無法分配更多優(yōu)質的冷量，回流罐溫度偏高，成為制約提高收率的瓶頸。

3.3 改進措施

在工藝流程特性分析基礎上，根據(jù)各換熱流道溫度對DHX工藝丙烷收率影響程度，針對性地提高脫乙烷塔頂物流（關鍵物流點）的換熱面積裕量至20%左右，在盡量滿足冷量梯級利用前提下，與主冷物料換熱，保證關鍵物流換熱效果，并在關鍵物流換熱流道增加旁路調(diào)節(jié)，適當消耗冷量，穩(wěn)定脫乙烷塔回流罐溫度，避免造成低溫分離器溫度過高，從而提高裝置穩(wěn)定性與適應性。

對于溫度調(diào)節(jié)，由于物料進塔溫度對脫乙烷塔運行影響不大，DHX工藝冷流道不需要設置相關旁路調(diào)節(jié)流程，而增設DHX塔頂吸收劑物流換熱溫度調(diào)節(jié)旁路，控制系統(tǒng)冷量需求，并在原料氣流道增設旁路以調(diào)整貧氣工況溫度，使得系統(tǒng)換熱網(wǎng)絡與裝置各種原料組分下的工藝需求相適應，可提高DHX工藝集成冷箱的可調(diào)節(jié)性。

4 結論

針對國內(nèi)某輕烴回收裝置丙烷收率偏低的情況，在現(xiàn)有DHX工藝研究結論基礎上，合理確定了影響收率的因素，并通過運行數(shù)據(jù)對比分析、軟件模擬研究，完成了主要影響因素確認、裝置主要問題分析和改進措施提出等工作，得到以下結論。

（1）通過模擬計算研究和運行工況對比，確定脫乙烷塔回流罐溫度偏高是影響丙烷收率的主要因素，進一步結合歷史工況研究確定原料氣乙烷含量升高是造成回流罐溫度偏高的根本原因。

（2）對于集成式冷箱，換熱網(wǎng)絡不合理會造成影響收率的關鍵物流無法在變工況下獲得需要的優(yōu)質冷量。對此，應加強工藝流程特性分析，有針對性地提高關鍵物流的換熱面積余量及優(yōu)化冷熱物流換熱順序，同時合理配置熱旁路調(diào)節(jié)閥，提高裝置穩(wěn)定性和可調(diào)性。

（3）輔助工藝流程設計不合理，共影響裝置丙烷收率近1.42%。在輕烴裝置工藝流程設計過程中，還需進一步加強輔助流程對收率影響的分析。