蔣洪 楊銅林 喻靖 王繽蕊 崔永興 楊冬磊

1.西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院 2.中海石油(中國)有限公司天津分公司 3.中國石油塔里木油田克拉油氣開發(fā)部克深8采氣作業(yè)區(qū) 4.中國石油塔里木油田安全環(huán)保與工程監(jiān)督中心 5.中國石油塔里木油田分公司油氣運銷部

天然氣凝液回收是指從天然氣中回收丙烷及以上組分，回收的天然氣液體可以顯著提高油氣田的經(jīng)濟效益[1]。近年來，天然氣得到了廣泛的應(yīng)用[2-3]，提高天然氣的利用率成為目前研究的熱點。國內(nèi)大部分油氣田凝液回收均采用了直接換熱流程工藝，在實際運行過程中存在能耗較高、效率較低的問題，故分析回收工藝的用能情況變得尤為重要。

目前，有許多方法可用于評估直接換熱(direct heat exchange,DHX)丙烷回收流程。陳波等[4]以丙烷回收率及系統(tǒng)能耗為目標(biāo)函數(shù)，通過改變關(guān)鍵參數(shù)，研究輕烴回收運行模式的可行性；周剛等[5]對DHX回收工藝進行單因素分析來簡化工藝流程，提高經(jīng)濟效益；衛(wèi)浪等[6]在對系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)分析的基礎(chǔ)上，利用BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)進行多目標(biāo)優(yōu)化，為實際工藝流程設(shè)計提供理論依據(jù)；肖樂等[7]對凝液回收過程的制冷工藝進行優(yōu)化，推薦采用丙烷制冷+膨脹機制冷+脫乙烷塔塔頂氣冷凝回流的制冷工藝，新工藝顯著提高了丙烷回收率；張繼東等[8]在工藝運行關(guān)鍵參數(shù)的研究基礎(chǔ)上，提出了3種提高丙烷回收率的措施，為實際運行提供了可行方案；張世堅等[9]通過增設(shè)脫乙烷塔塔頂回流罐，針對不同工藝條件對丙烷回收流程進行改進，為實際運行工況提供理論基礎(chǔ)。

火用分析是一種全新的比較方法，可以找出回收工藝中火用損的大小及位置，但國內(nèi)鮮有針對DHX工藝的火用分析報道?；诔Ｒ?guī)火用分析的高級火用分析可以研究火用損的原因，高級火用分析將常規(guī)火用的火用損分解為可避免、不可避免、內(nèi)源及外源4個部分，該方法為過程比較和改進提供了獨特的評估方法。2016年，M. Mehrpooya等[10]對南帕斯氣田乙烷回收裝置進行高級火用分析，發(fā)現(xiàn)壓縮機的火用損占總火用損的25.47%，同時，這部分火用損的63.38%是可以避免的；2019年，M. Mehdizadeh-Fard等[11]對南帕斯氣田的一個復(fù)雜的天然氣精煉廠進行了換熱網(wǎng)絡(luò)的高級火用分析，結(jié)果表明換熱網(wǎng)絡(luò)火用效率可從62.8%提高到84.2%，且僅有的18個低效換熱器造成了換熱網(wǎng)絡(luò)中超61%的火用損，改進潛力很大；2016年，J. Galindo等[12]對內(nèi)燃機底部的有機朗肯循環(huán)進行常規(guī)及高級火用分析，火用損可降低36.5%；2018年，李雅嫻等[13]對LNG冷能空分工藝進行高級火用分析，基于分析結(jié)果提出改進方案，優(yōu)化方案的有效能利用率提高了28.891%。

本研究基于國內(nèi)某氣田氣質(zhì)，利用直接換熱流程進行凝液回收模擬，在常規(guī)火用分析的基礎(chǔ)上，對各個設(shè)備及整個系統(tǒng)進行高級火用分析，以明確系統(tǒng)的優(yōu)化潛力。

1 研究方法

1.1 模擬說明

天然氣凝液回收常用PR狀態(tài)方程進行工藝計算和熱力學(xué)計算[14]。壓縮機絕熱效率75%，膨脹機絕熱效率85%，換熱器最小換熱溫差大于3.0 ℃，原料氣壓力5.0 MPa，溫度30 ℃，流量800×104m3/d，外輸壓力6.13 MPa。原料氣組成見表1。集成過程所有設(shè)備處于穩(wěn)定狀態(tài)，動能和勢能的變化忽略不計，同時凝液回收過程未發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，不考慮化學(xué)火用，故對設(shè)備的火用計算僅考慮物理火用。

表1 原料氣氣質(zhì)工況%組分摩爾分?jǐn)?shù)組分摩爾分?jǐn)?shù)N2CO2C1C2C3i-C4n-C40.560.3785.888.382.760.640.58i-C5n-C5C6C7C8C9C100.280.120.140.150.090.040.01

1.2 流程描述及模擬

利用HYSYS軟件對直接換熱流程進行模擬分析，工藝流程圖如圖1所示，流程基礎(chǔ)模擬工況如表2所列。

表2 流程模擬基本情況項目膨脹機出口壓力/kPaDHX塔塔壓/kPaDHX塔理論塔板數(shù)/塊脫乙烷塔塔壓/kPa脫乙烷塔理論塔板數(shù)/塊脫丁烷塔塔壓/kPaDHX工藝2 3502 30082 500261 600項目脫丁烷塔理論塔板數(shù)/塊丙烷回收率/%總壓縮功耗/kW重沸器負(fù)荷/kW綜合能耗/(104 MJ·d-1)DHX工藝3095.5610 8407 489391.76

原料氣經(jīng)主冷箱LNG-101 預(yù)冷到-35.5 ℃進入低溫分離器V-101進行氣液分離，氣相經(jīng)膨脹機組K-101降壓至2 350 kPa進入DHX塔底部，液相節(jié)流降壓經(jīng)LNG-101換熱至22 ℃進入脫乙烷塔T-102中部。DHX塔底部液相與原料氣換熱到1 ℃進入T-102頂部。T-102塔頂氣相與DHX塔頂部氣相換熱冷凝到-25 ℃進入回流罐V-102，V-102氣相經(jīng)過冷冷箱LNG-102降溫至-70 ℃進入DHX塔頂部，與膨脹機氣相進行逆流接觸，吸收原料氣中的重?zé)N，提高凝液回收率。脫乙烷塔塔底物流進入脫丁烷塔進行液化石油氣及穩(wěn)定輕烴的分離。

1.3 高級火用分析

已有文獻(xiàn)對輕烴回收工藝進行了常規(guī)火用分析[15]，故在此基礎(chǔ)上對凝液回收工藝進行高級火用分析，并以此對工藝流程進行用能評價及分析。常規(guī)火用分析的結(jié)果如圖2所示。

常規(guī)火用分析僅僅能對工藝流程中的各個設(shè)備進行火用損及火用效率的定量分析，不能揭示系統(tǒng)的改進潛力[16]，而高級火用分析正好能夠彌補上述缺陷。

1.3.1內(nèi)源火用損及外源火用損

內(nèi)源火用損及外源火用損可用于分析設(shè)備本身的改進潛力及減小其他設(shè)備火用損用于該設(shè)備的潛力改進。設(shè)備所產(chǎn)生的總火用損分為內(nèi)源及外源火用損，具體分解形式如式(1)所示：

(1)

運用工程法，系統(tǒng)的總火用損可按照式(2)進行細(xì)分：

(2)

1.3.2可避免及不可避免火用損

由于技術(shù)及經(jīng)濟發(fā)展的限制，即使使用最先進的技術(shù)也不能消除的火用損稱為不可避免火用損，通過技術(shù)發(fā)展可以減少甚至消除的火用損稱為可避免火用損[20]。將設(shè)備所產(chǎn)生的火用損分為可避免及不可避免火用損，其表現(xiàn)形式如式(3)所示：

(3)

式中：上標(biāo)AV為設(shè)備K的可避免火用損，kW；UN為不可避免火用損，kW。

計算不可避免火用損時，需要使設(shè)備處在最高效率情況下，計算出設(shè)備在不可避免情況下所產(chǎn)生的火用損以及有效火用，得到計算設(shè)備在實際運行工況下的不可避免火用損的系數(shù)(ED,K/EP,K)UN[21]。將實際運行工況下設(shè)備的產(chǎn)品火用乘以系數(shù)(ED,K/EP,K)UN得到設(shè)備不可避免火用損，計算公式如式(4)所示。有效火用的計算公式見式(5)，將設(shè)備的總火用損減去不可避免火用損得到設(shè)備的可避免火用損，計算公式見式(6)。計算不可避免火用損的假設(shè)見表3。

(4)

(5)

(6)

表3 計算不可避免火用損的假設(shè)[22]設(shè)備運行情況不可避免狀態(tài)①理想狀態(tài)LNG-101夾點溫度3.11 ℃LNG-102夾點溫度3.52 ℃夾點溫度0.5 ℃[23]對數(shù)平均溫差2 ℃壓降0②夾點溫度0 ℃對數(shù)平均溫差0 ℃壓降0K-102K-103 絕熱效率75%絕熱效率95%[24]絕熱效率100%K-101等熵效率85%等熵效率99%等熵效率100%T-101壓降20 kPa理論塔板8塊熱絕緣壓降0最大理論塔板20塊熱絕緣T-102壓降50 kPa理論塔板26塊熱絕緣壓降0最大理論塔板30塊熱絕緣熱絕緣壓降0理論塔板趨近無窮T-103壓降50 kPa理論塔板30塊熱絕緣回流比為0.67壓降0最大理論塔板30塊熱絕緣回流比0.10熱絕緣壓降0回流比趨于最小值理論塔板趨近無窮AC-101AC-102夾點溫度20～30 ℃壓降50 kPa夾點溫度5 ℃壓降0夾點溫度0 ℃壓降0 注:①不可避免狀態(tài):設(shè)備及工藝在未來達(dá)到極高水平仍會存在的能量損失;②制造水平到一定高度可以忽略換熱管程的壓降損失。

1.3.34種火用組合的細(xì)分

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

2 結(jié)果與討論

2.1 高級火用分析結(jié)果

從圖6可知，直接換熱流程內(nèi)源火用損遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于外源火用損，即凝液回收過程中各設(shè)備產(chǎn)生的火用損主要來源于自身的不可逆性，其他設(shè)備對于所研究設(shè)備的火用損影響較小。直接換熱流程內(nèi)源火用損占系統(tǒng)總火用損的68.89%，是外源火用損的2.2倍。系統(tǒng)可避免火用損占總火用損的比例較大，與不可避免火用損相比，高出10.38%。從上述結(jié)果分析可知，凝液回收系統(tǒng)具有很大的火用損改進潛力。

表4 火用損細(xì)分類型kW設(shè)備火用損類型EEND,KEEXD,KEP,KEDEP()UNEUND,KEAVD,KEENP,KEUN,END,KEUN,EXD,KEAV,END,KEAV,EXD,KLNG-101465.28256.401 658.280.221 8367.86353.821 069.28237.20130.66228.08125.74LNG-102772.55164.241 451.440.395 4573.85364.941 196.73473.15100.70299.4065.54K-1011 250.2261.512 703.280.083 3225.271 086.462 576.59214.7110.561 035.5150.95K-102280.69351.842 070.750.047 899.04533.50918.8443.9455.09236.75296.75K-1031 373.39691.678 771.230.040 3353.831 711.235 832.22235.27118.561 138.12573.11T-101525.58139.3134 388.060.014 9512.77152.1227 136.53404.64108.13120.9431.18T-102860.66341.855 372.120.219 31 178.2024.303 844.97843.27334.9317.386.92T-103574.22101.201 852.010.310 7575.34100.091 574.00488.9786.3685.2514.84AC-101143.48422.68556.340.182 6101.58464.58140.9825.7475.84117.74346.84AC-102199.7221.74217.670.903 7196.7124.75196.31177.4119.3022.312.44

由表4可知，幾乎所有設(shè)備的火用損都是由于自身不可逆性產(chǎn)生的，且其占總火用損的比例較高。但對于透平膨脹機組的壓縮端K-102及空冷器AC-101而言，外源火用損大于其內(nèi)源火用損。壓縮端K-102火用損與膨脹段K-101的絕熱效率聯(lián)系密切，軸功率變化對壓縮端的火用損影響較大；空冷器AC-101安裝位置在外輸氣處，受外輸氣溫度波動影響。

壓縮機、透平膨脹機組、空冷器AC-101不可避免狀態(tài)與實際火用效率相比差異明顯。這些設(shè)備的可避免火用損占總火用損的比例很高，可通過改善系統(tǒng)工藝結(jié)構(gòu)及設(shè)備工藝技術(shù)來消除這些火用損。由于冷箱的熱利用率高，導(dǎo)致火用效率很高，故不可避免火用損與實際工況的火用損差異不明顯，不可避免火用損與總火用損的比率較小。進料物流的物性對吸收塔及精餾塔的火用損影響明顯，不可避免狀態(tài)與實際工況相近，因此，改善塔器的有效能利用率較困難。

圖7顯示了直接換熱流程中4類火用損組合的分布。在4類組合火用損分布中，可避免內(nèi)源火用損占比最高，接著是不可避免內(nèi)源火用損、可避免外源火用損、不可避免外源火用損。圖8揭示了各個設(shè)備總火用損及其4類細(xì)分火用損，系統(tǒng)中大多數(shù)設(shè)備火用損主要是可避免內(nèi)源火用損，表明可以通過提高設(shè)備自身的效率來減少系統(tǒng)總火用損。

直接換熱流程的火用損主要集中在壓縮機及透平膨脹機組，且可避免內(nèi)源火用損的比例較高，故通過提高壓縮機的效率來減少系統(tǒng)的總火用損是比較明顯的改進措施。膨脹機K-101、壓縮機K-102、壓縮機K-103的可避免內(nèi)源火用損分別為1 035.51 kW、236.75 kW、1 138.12 kW，消除這些設(shè)備的火用損可以明顯提高系統(tǒng)有效能利用率，壓縮機K-103可避免火用損占系統(tǒng)總火用損的比率最高，改善流程的有效能利用率，應(yīng)優(yōu)先提高K-103的設(shè)備效率。

冷箱的火用效率較高，從常規(guī)火用分析角度可知，其火用損占系統(tǒng)總火用損的比例較高，通過改善冷箱能量利用率，也可大幅提高系統(tǒng)有效能利用率。從圖8可知，冷箱LNG-101、LNG-102的可避免內(nèi)源火用損的占比均大于30%，改進換熱器的結(jié)構(gòu)形式可以有效消除這部分火用損。

吸收塔T-101、脫乙烷塔T-102、脫丙丁烷塔T-103，3個設(shè)備的總火用損較高，但其可避免內(nèi)源火用損的占比分別為18.19%、1.45%、12.62%，此外由于其內(nèi)部復(fù)雜的分餾反應(yīng)，改善這些設(shè)備的成本較高，不推薦對其進行內(nèi)部結(jié)構(gòu)改進。

空冷器AC-101的可避免火用損及可避免內(nèi)源火用損的占比分別為82.06%、20.8%，通過改進其內(nèi)部結(jié)構(gòu)以及改善其他設(shè)備的工作狀況，可以有效消除這部分火用損。由于其總火用損相對于其他設(shè)備較小，因此可以考慮對其進行工藝改進。

2.2 靈敏度分析

利用靈敏度分析方法，可以了解操作參數(shù)對過程中主要設(shè)備不同類型火用損的影響。DHX塔、脫乙烷塔、脫丙丁烷塔是凝液回收過程中的關(guān)鍵設(shè)備和結(jié)構(gòu)，對系統(tǒng)的火用損有重要的影響。本節(jié)主要研究關(guān)鍵參數(shù)對主要設(shè)備不同類型火用損的影響，以了解3種設(shè)備在不同參數(shù)下的火用損變化趨勢。

膨脹機K-101通過膨脹制冷為DHX塔提供大量制冷量來吸收原料氣中丙烷及以上組分，提高凝液回收率，K-101的等熵效率直接影響進入DHX塔物流的溫度和壓力，故其對DHX塔的火用損有顯著影響；脫乙烷塔塔頂回流溫度對內(nèi)部汽提反應(yīng)產(chǎn)生一定程度影響，進而造成脫乙烷塔的4種火用損變化；脫丙丁烷塔塔頂回流比直接影響重沸器的負(fù)荷，重沸器負(fù)荷對分餾反應(yīng)的難易程度影響極大，造成內(nèi)部塔板溫差波動變化，故其對火用損產(chǎn)生顯著影響。

圖9顯示了K-101等熵效率對DHX塔4種類型火用損的影響。可避免內(nèi)源火用損及不可避免內(nèi)源火用損隨著等熵效率的增加，幾乎不會發(fā)生變化，再一次驗證了計算內(nèi)源火用損的精確性。而外源火用損隨著等熵效率的增加產(chǎn)生了小幅度的上升。從圖10可知，隨著塔頂回流溫度的降低，脫乙烷塔不可避免外源火用損及可避免外源火用損呈現(xiàn)相同的減小趨勢，且不可避免外源火用損的下降幅度明顯。不可避免內(nèi)源火用損及可避免內(nèi)源火用損與溫度變化呈現(xiàn)相反的變化趨勢，綜合4類火用損變化情況可知，當(dāng)溫度降到-26 ℃時，各類火用損達(dá)到一個臨界值，繼續(xù)降低溫度，火用損將發(fā)生顯著變化，故塔頂回流溫度推薦保持在-26 ℃左右。圖11是塔頂回流比變化對各類火用損的影響情況。從圖11可以發(fā)現(xiàn)，伴隨回流比的增加，內(nèi)源火用損及外源火用損均發(fā)生了顯著性的變化，內(nèi)源火用損與回流比的變化情況相同，外源火用損與回流比變化趨勢恰好相反，為了保證塔器的有效能利用率較高，塔頂回流比宜保持在0.1左右。

3 結(jié)論

本研究基于直接換熱流程的凝液回收工藝及國內(nèi)某凝析氣田氣質(zhì)，比較了凝液回收過程中不同高級火用類別。主要結(jié)論如下：

(2) 壓縮機及膨脹機機組的可避免內(nèi)源火用損的比例較高，提高這些設(shè)備的效率是減少系統(tǒng)火用損的有效措施。改變冷箱的結(jié)構(gòu)形式能夠降低設(shè)備的火用損，提高系統(tǒng)有效能利用率。空冷器的可避免內(nèi)源火用損及可避免外源火用損均較大，故改善空冷器的冷量利用率可通過提高設(shè)備性能以及改善其他設(shè)備的工藝性能來減少空冷器的火用損。

(3) 靈敏度分析顯示：提高K-101的等熵效率僅增加DHX塔外源火用損；脫乙烷塔4類火用損對塔頂回流溫度敏感性較大，當(dāng)溫度低于-26 ℃，4類火用損將發(fā)生顯著變化；減小脫丙丁烷塔塔頂回流比，內(nèi)源火用損大幅降低，設(shè)備總火用損主要來源于其他設(shè)備的不可逆性。利用敏感性分析，確定了不同參數(shù)對DHX塔、脫乙烷塔、脫丙丁烷塔4種類型火用損的影響，表明通過進一步改進凝液回收流程可減少設(shè)備的火用損。