尤學(xué)剛，胡 凱，李尉新

（1.中海石油 （中國）有限公司 海南分公司，海南 ?？?570125；2.中海油天津化工研究設(shè)計院有限公司，天津 300131；3.河北工業(yè)大學(xué)，天津 300130）

在深水氣田開采過程中，乙二醇（MEG）作為水合物抑制劑被廣泛應(yīng)用。吸收了烴、二氧化碳、水和鹽等雜質(zhì)的MEG稱作MEG富液，MEG富液通常使用乙二醇回收及再生系統(tǒng)（MRU）進(jìn)行除雜，除雜后的MEG稱作MEG貧液，MEG貧液通過管線輸送至入口實現(xiàn)循環(huán)使用。目前，國內(nèi)海上氣田的MRU全部由國外公司提供[1-3]，MRU包括脫烴預(yù)處理、脫水及脫鹽共3個單元。其中，MEG富液脫水、脫鹽流程主要包括傳統(tǒng)工藝、全脫水脫鹽工藝和分流脫鹽工藝[4-6]。傳統(tǒng)工藝僅能去除MEG富液中的水。分流脫鹽工藝對乙二醇進(jìn)行了脫烴、脫水、脫鹽處理，工藝成熟，但設(shè)備復(fù)雜且占地面積大，使用在海上平臺上有一定的局限性，需要進(jìn)行國產(chǎn)化和技術(shù)設(shè)備優(yōu)化研究。

張倩等[7]模擬計算了PBHY油氣田分流脫鹽工藝，以獲得最低冷、熱負(fù)荷為目標(biāo)優(yōu)化了再生塔操作條件，相比全脫鹽工藝6 550.44 kg/d的脫鹽量，分流脫鹽工藝脫鹽量僅3 298.44 kg/d，脫鹽運行成本顯著降低。趙方生等[8]針對某目標(biāo)氣田開采初期幾乎沒有采出水、不需要脫鹽的情況，提出兼顧完全脫鹽和分流脫鹽的方案，此方案同時滿足開采后期MEG處理需求。梁羽等[9]模擬了MEG閃蒸脫除高溶解度鹽工藝，得到了優(yōu)化的工藝條件，包括操作壓力0.15 MPa，循環(huán)加熱溫度141～145℃，循環(huán)流量是進(jìn)料流量的60倍。張陸軍等[10]采用 Aspen Plus設(shè)計脫水再生塔，確定了塔高、塔徑、塔板數(shù)、進(jìn)料位置、回流比等參數(shù)。唐文獻(xiàn)等[11]通過模擬計算優(yōu)化了溫度、壓力和回流比等工藝參數(shù)，以降低脫水再生塔的熱負(fù)荷。賀三、王柱祥、唐建峰等[12-14]針對海上平臺晃動的問題，在晃動情況下對液體分布器、低返混均效塔板結(jié)構(gòu)等進(jìn)行了研究，同時討論了晃動對液體分布器性能的影響。

上述研究中，脫鹽和脫水分別采用閃蒸罐和再生塔2個裝置單元，存在流程較長、占地較大的問題。文中基于某南海深水氣田MEG富液再生需求，通過工藝流程改進(jìn)，設(shè)計了集脫水和脫鹽于一體的新型乙二醇再生塔。選擇常規(guī)精餾塔和隔壁精餾塔這2種常見塔型作為新型乙二醇再生塔，同時采用實驗室裝置測試方法和Aspen Plus軟件工藝模擬計算方法，進(jìn)行方法可靠性、設(shè)備選型、生產(chǎn)能耗以及操作彈性研究。

1 新型乙二醇再生塔脫鹽脫水模擬和試驗方法

1.1 工藝流程

新型乙二醇再生塔內(nèi)脫水和脫鹽工藝流程為，經(jīng)過脫烴預(yù)處理后的MEG富液切向進(jìn)入再生塔的釜底。與被加熱的釜底循環(huán)液接觸后汽化，從塔頂蒸出MEG含量低于150 mg/L的水分，從側(cè)線采出質(zhì)量分?jǐn)?shù)90%的MEG貧液，NaCl析出進(jìn)入釜底。釜底中為NaCl過飽和的MEG溶液，釜底溶液一部分被循環(huán)加熱、一部分進(jìn)入離心機(jī)分離NaCl晶體。在無氧條件下MEG熱降解溫度為162℃[7]，操作溫度應(yīng)低于此值，故應(yīng)在負(fù)壓下進(jìn)行。

1.2 試驗裝置

在實驗室搭建1套常規(guī)塔精餾裝置和1套隔壁塔精餾小試試驗裝置，見圖1。

圖1 實驗室小試精餾再生塔裝置

兩塔內(nèi)填料均為θ環(huán)，填料總高度一致，理論板數(shù)均為10塊。采用連續(xù)精餾方式操作，操作壓力為25 kPa（A）。從塔下部進(jìn)料，從塔頂采出水分調(diào)節(jié)回流，側(cè)線采出合格MEG貧液。采用ZDY-502型常量水分滴定儀測量溶液中水含量，采用DWS-295F型鈉離子計測量溶液中鈉離子含量，采用TOC測量塔頂采出水中MEG含量。

1.3 模擬方法

Aspen Plus是大型通用流程模擬系統(tǒng)，采用Aspen Plus軟件對精餾過程進(jìn)行模擬計算，可以為工業(yè)過程的模擬和優(yōu)化提供較為可靠的依據(jù)。使用Herington[15]推薦的半經(jīng)驗公式對等壓二元汽液平衡數(shù)據(jù)的熱力學(xué)一致性進(jìn)行檢驗，定義的積分面積偏差D和溫度偏差J計算公式如下。

式中，x1為平衡液相組成，γ1、γ2為各組元的液相活度系數(shù)；Tmax和 Tmin分別為體系的最高溫度和最低溫度，K。常數(shù)150是Herington所確定的經(jīng)驗常數(shù)。經(jīng)驗證明，若（D-J）＜10，則可以認(rèn)為試驗數(shù)據(jù)符合熱力學(xué)一致性，數(shù)據(jù)可靠[16-17]。

Zhavoronkov[18]和 Trimble[19]分別測量了MEG- 水二元體系在 80.39 kPa（A）、13.3 kPa（A）的恒壓汽液平衡數(shù)據(jù)，并進(jìn)行了熱力學(xué)一致性檢驗，其檢驗結(jié)果（表1）表明，二元體系均能通過Herington面積檢驗法，數(shù)據(jù)可靠。

表1 不同壓力下MEG-水二元體系氣液平衡數(shù)據(jù)熱力學(xué)一致性檢驗結(jié)果

應(yīng)用ENRTL模型對二元體系的等壓汽液平衡試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行關(guān)聯(lián)計算，得到80.39 kPa（A）、13.33 kPa（A）下的 T-x(y)圖，見圖2和圖3。圖2和圖3中，x2、y2分別為乙二醇的液相摩爾分率和氣相摩爾分率，T為溫度。

圖2 80.39 kPa（A）下MEG-水二元體系ENRTL回歸數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)對比

圖3 13.33 kPa（A）下MEG-水二元體系ENRTL回歸數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)對比

圖2和圖3均表明，由模型參數(shù)計算得到的二元體系汽液平衡數(shù)據(jù)與實驗室試驗數(shù)據(jù)均能較好地吻合。因此可以斷定，熱力學(xué)模型ENRTL適用于MEG-水二元體系的汽液平衡數(shù)據(jù)的關(guān)聯(lián)。

1.4 模擬流程

1.4.1 常規(guī)塔

采用Aspen Plus建立MEG脫水脫鹽的常規(guī)塔流程工藝，見圖4。

圖4 常規(guī)塔MEG脫水脫鹽模擬工藝流程

圖4常規(guī)塔流程采用的模型包括閃蒸模塊、分離模塊、換熱模塊和精餾模塊，T1為閃蒸分離器，T2為精餾塔，EP1為分離器，H1為熱交換器，物流WATER處為塔頂采出口，物流MEG處為MEG產(chǎn)品采出口，物流SALT處為固體鹽采出口。具體流程為，原料液從S1進(jìn)入閃蒸分離器，MEG和水被蒸出通過S5進(jìn)入精餾塔，塔頂蒸出多余水分，合格的MEG從物流MEG處排出，過飽和的MEG鹽溶液則通過S2進(jìn)入分離器，排出固體鹽，剩余的MEG處溶液通過加熱器加熱重新輸送回閃蒸分離器。

1.4.2 隔壁塔

采用Aspen Plus建立MEG脫水脫鹽的隔壁塔工藝流程，見圖5。

圖5 隔壁塔MEG脫水脫鹽模擬工藝流程

圖5隔壁塔流程采用的模型包括分離模塊、混合模塊、換熱模塊和精餾模塊，T1、T2、T3、T4 均為隔壁塔，EP1為分離器，H1為熱交換器，物流WATER處為塔頂采出口，物流MEG處為MEG產(chǎn)品采出口，物流SALT處為固體鹽采出口。具體流程為，原料液從S1進(jìn)入隔壁塔，塔頂蒸出多余水分，合格的MEG從S15排出，過飽和的MEG鹽溶液進(jìn)入分離器，排出固體鹽，剩余的MEG溶液通過加熱器加熱重新輸送回隔壁塔。

2 實驗室試驗與軟件模擬結(jié)果與討論

2.1 實驗室試驗與軟件模擬結(jié)果對比

進(jìn)料液相中MEG質(zhì)量占50%、NaCl質(zhì)量占液體的3%、操作壓力為25 kPa（A）時，調(diào)節(jié)回流比控制側(cè)線采出合格。常規(guī)塔精餾和隔壁塔精餾的實驗室測試結(jié)果與軟件模擬的計算結(jié)果見表2。

表2 常規(guī)塔和隔壁塔精餾計算值與模擬值對比

從表2可以看出，常規(guī)塔和隔壁塔都能達(dá)到側(cè)線采出液中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)不小于90%的要求，塔內(nèi)溫度、側(cè)線采出組成的測試結(jié)果與軟件模擬計算結(jié)果接近，滿足工程設(shè)計。

2.2 常規(guī)塔與隔壁塔優(yōu)選

基于圖4和圖5的工藝流程，在理論板數(shù)為6塊、進(jìn)料中NaCl質(zhì)量為液體的3%、操作壓力為25 kPa（A）、側(cè)線采出貧液中 MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)為90%、循環(huán)加熱器熱負(fù)荷一致的條件下，進(jìn)行常規(guī)塔和隔壁塔進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)由20%向9%下調(diào)工藝操作過程的模擬，得到塔頂產(chǎn)水中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨進(jìn)料液相中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化數(shù)據(jù)，見表3。

表3 常規(guī)塔和隔壁塔塔頂產(chǎn)水中MEG模擬結(jié)果（質(zhì)量分?jǐn)?shù)） %

從表3中可看出，當(dāng)進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)由9%增大到20%時，常規(guī)塔流程中塔頂產(chǎn)水中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.6%減小到了0.002 2%，同時隔壁塔流程中塔頂產(chǎn)水中MEG的質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.027%減小到了0.000 6%，這說明2種結(jié)構(gòu)精餾塔的塔頂產(chǎn)水中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)均隨著進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大而減小，出現(xiàn)這種情況的原因是在增加進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)的同時增加塔頂回流比，而增加塔頂回流比則是為了確保側(cè)線采出量滿足預(yù)定的要求。

對常規(guī)塔流程進(jìn)行的工藝模擬表明，進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)減小到16%時，塔頂產(chǎn)水中MEG的質(zhì)量濃度為429 mg/L，已經(jīng)不能滿足產(chǎn)水中MEG質(zhì)量濃度150 mg/L的指標(biāo)。而采用隔壁塔時，當(dāng)進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)調(diào)小到9%時，產(chǎn)水中MEG質(zhì)量濃度為270 mg/L，已經(jīng)不能滿足產(chǎn)水中MEG質(zhì)量濃度150 mg/L的指標(biāo)。

綜上可知，在相同的能耗下，相同理論板數(shù)的隔壁塔比常規(guī)塔具有更好的分離能力，但這種優(yōu)勢只出現(xiàn)在塔優(yōu)選模擬計算選用的極端工況下。實際生產(chǎn)過程中MEG富液的質(zhì)量分?jǐn)?shù)通常高于50%，在此條件下采用2種塔處理后產(chǎn)水中MEG含量均可以達(dá)標(biāo)。同時比較而言，兩者的處理效果無顯著差異，但常規(guī)塔的結(jié)構(gòu)更簡單，因此優(yōu)選常規(guī)塔裝置進(jìn)行進(jìn)一步的研究。

2.3 MEG富液質(zhì)量分?jǐn)?shù)對分離能耗影響

注入水下氣井中的MEG貧液通過氣液分離從天然氣中帶出水分，這些水分從脫水塔頂部脫除，MEG富液中夾帶水量會影響循環(huán)加熱器熱負(fù)荷。設(shè)置常規(guī)塔理論板數(shù)為6塊，進(jìn)料中NaCl的質(zhì)量流量為15 kg/h，進(jìn)料中液相的質(zhì)量流量為500 kg/h，操作壓力為 25 kPa（A），側(cè)線采出質(zhì)量分?jǐn)?shù)90%的MEG貧液時，采用Aspen Plus計算常規(guī)塔進(jìn)料液相中MEG富液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為50%～65%時分離水分的能耗，結(jié)果見表4。

表4 MEG富液質(zhì)量分?jǐn)?shù)對常規(guī)塔運行能耗影響

由表4可知，在相同處理量下，循環(huán)加熱器的熱負(fù)荷隨著進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加而降低，這是由于MEG汽化焓低于水的汽化焓，當(dāng)進(jìn)料中MEG增加時，閃蒸分離罐內(nèi)的進(jìn)料完全蒸發(fā)耗能降低。但在海上氣田開采過程中，塔頂水為MEG貧液從天然氣中帶出的水分，降低塔頂水的生產(chǎn)消耗可以減少天然氣生產(chǎn)費用。當(dāng)進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)從65%降低到50%時，每分離1 t水分的能耗從 1 678.28 kW·h 降低到 1 144.38 kW·h，每分離1 t水分的MEG貧液循環(huán)量從2.60 t降低到1.22 t，這說明提高M(jìn)EG富液中的水含量可以降低精餾過程能耗和MEG循環(huán)能耗。但是當(dāng)天然氣中的水/MEG比升高時，生成水合物的風(fēng)險增加，因此需控制合適的MEG富液質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

2.4 低MEG富液量工藝設(shè)計

海上氣田開采中，塔器一般采用規(guī)整填料，而且要具有一定的操作彈性。但在海上氣田開采初期，MEG富液量可能低于再生塔的處理下限，此時需要將部分產(chǎn)品與進(jìn)料混合以滿足塔處理下限要求。由表4可知，提高進(jìn)料中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)有利于降低循環(huán)加熱器功率，因此將部分MEG貧液與MEG富液混合后進(jìn)塔。設(shè)置常規(guī)塔理論板數(shù)為6塊，脫水塔正常處理量為液相500 kg/h，當(dāng)MEG富液中NaCl含量為液相量的3%，液相中MEG質(zhì)量分?jǐn)?shù)為65%，MEG富液流量為正常負(fù)荷的5%～40%時，調(diào)整MEG貧液循環(huán)量使得脫水塔達(dá)到正常工作負(fù)荷的50%，此設(shè)計對應(yīng)的帶循環(huán)的脫水塔流程見圖6。

圖6 帶循環(huán)的常規(guī)塔脫水模擬工藝流程

圖6中，T1為閃蒸分離器，T2為精餾塔，EP1為分離器，H1為熱交換器，物流WATER處為塔頂采出口，物流MEG處為MEG產(chǎn)品采出口，物流SALT處為固體鹽采出口。具體流程為，原料液從S1進(jìn)入閃蒸分離器，MEG和水被蒸出通過S5進(jìn)入精餾塔，塔頂蒸出多余水分，合格的MEG一部分從物流MEG處排出，一部分由S9輸送回進(jìn)料口，過飽和的MEG鹽溶液通過S2進(jìn)入分離器，排出固體鹽，剩余的MEG溶液通過加熱器加熱重新輸送回閃蒸分離器。工藝參數(shù)調(diào)節(jié)操作得到的模擬數(shù)據(jù)見表5。

表5 工藝參數(shù)調(diào)整下MEG富液流量對常規(guī)塔運行能耗影響

由表5可知，當(dāng)MEG富液流量從設(shè)計負(fù)荷的5%增加到40%時，循環(huán)加熱器功率從103.22 kW增加到了126.57 kW，變化較小。但每噸產(chǎn)水的能耗快速降低，當(dāng)MEG富液流量為設(shè)計處理量5%時，每脫除1t水的能耗為14 864.20 kW·h，遠(yuǎn)高于表4中正常負(fù)荷時的1 679.28 kW·h。為了在開采初期降低能耗，這要求在設(shè)計再生塔的處理規(guī)模時仔細(xì)考慮不同生產(chǎn)時期的MEG富液量，優(yōu)化塔內(nèi)件設(shè)計、提高操作彈性，以降低能耗。

3 結(jié)論

采用實驗室試驗和Aspen Plus工藝操作模擬研究了MEG集成脫水脫鹽過程的再生塔，得到如下結(jié)論：

（1）ENRTL活度系數(shù)模型關(guān)聯(lián) 80.39 kPa(A)和 13.33 kPa(A)下水 -MEG體系 |ΔT|和 |Δy|的平均值偏差都很小，實驗室測試值與軟件模擬計算值吻合，滿足工程設(shè)計要求。

（2）相同理論板數(shù)的隔壁塔比常規(guī)塔分離能力更好，但二者都可以滿足脫水脫鹽指標(biāo)要求。

（3）降低MEG富液質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以減少脫水能耗和MEG循環(huán)量，但會增加天然氣中水合物生成風(fēng)險。當(dāng)MEG富液質(zhì)量分?jǐn)?shù)50%時，每分離1 t水分的能耗為1 144.38 kW·h，相應(yīng)的MEG貧液循環(huán)量為1.22 t。

（4）當(dāng)氣田開采初期 MEG富液量較少時，可以循環(huán)部分MEG貧液以滿足塔的操作范圍要求，但會增加能耗，因此設(shè)計再生塔時需選取合適處理規(guī)模，并增大操作彈性。