范學(xué)君 李巍 李華山 于同川 華東陽 孟嘉巖

海洋石油工程股份有限公司

隨著我國(guó)萬億級(jí)大氣田的發(fā)現(xiàn)以及南海區(qū)域的開發(fā),海上油氣處理對(duì)天然氣脫水的需求也越來越多。目前,天然氣脫水技術(shù)盡管有J-T閥脫水、分子篩脫水等多種方式,但由于海上油氣工況復(fù)雜,改擴(kuò)建成本較高,考慮到經(jīng)濟(jì)性、穩(wěn)定性和安全性等因素,三甘醇天然氣脫水再生技術(shù)仍是目前海上天然氣脫水的主流方式。

三甘醇脫水工藝已較為成熟,但國(guó)內(nèi)外關(guān)于該技術(shù)的研究仍在不斷深入,包括如何提高脫水深度[1-2]、開發(fā)重力機(jī)等高效脫水設(shè)備[3-4]、節(jié)能分析[5-6]、尾氣回收[7]、特殊工況設(shè)計(jì)等方面[8]。其中,關(guān)于三甘醇運(yùn)行狀態(tài)的研究,Rahimpour等[9]提出調(diào)整脫水塔壓力、貧甘醇含量等方式可以大幅降低干氣水露點(diǎn);王效東等[10]針對(duì)三甘醇損耗量進(jìn)行了研究,并提出了優(yōu)化方案;顏筱函等[11]提出采用粒子群算法開展天然氣三甘醇脫水工藝參數(shù)優(yōu)化;王飛等[12]利用HYSYS軟件針對(duì)特定海上氣田三甘醇脫水工藝進(jìn)行分析研究,并提出了參數(shù)優(yōu)化方案;馬晨波等[13]提出了一種三甘醇脫水系統(tǒng)的調(diào)節(jié)方法。上述對(duì)三甘醇脫水再生裝置的研究主要側(cè)重于各操作參數(shù)對(duì)天然氣運(yùn)行效果的影響及優(yōu)化,但針對(duì)三甘醇脫水再生裝置故障分析的研究較少,雖然李旭成等[14]針對(duì)三甘醇運(yùn)行過程中的常見故障進(jìn)行了分析,但僅是定性分析;熊偉等[15]提出了PCA和SDG融合的故障診斷方法,雖然可以較好地針對(duì)三甘醇脫水裝置進(jìn)行故障分析,但也是定性分析,對(duì)于工藝故障無法提供具體的整改方案。

鑒于此,以國(guó)內(nèi)某海上平臺(tái)三甘醇脫水裝置為例,提出了一種基于HYSYS的故障分析和解決方法,基于現(xiàn)場(chǎng)設(shè)備運(yùn)行參數(shù),采用HYSYS開展該系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)模擬分析,找出系統(tǒng)中存在的問題;結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況進(jìn)行適應(yīng)性分析,確定優(yōu)化改造方案。

1 工藝流程描述

某海上平臺(tái)三甘醇脫水裝置由脫水系統(tǒng)和再生系統(tǒng)兩部分組成。脫水系統(tǒng)包括入口過濾分離器、脫水塔和干氣/貧三甘醇換熱器;再生系統(tǒng)包括閃蒸罐、顆粒過濾器、活性炭過濾器、重沸器、緩沖罐和三甘醇循環(huán)泵等設(shè)備。其工藝流程如圖1所示。

(1) 脫水系統(tǒng)：濕天然氣首先經(jīng)入口過濾分離器進(jìn)行預(yù)分離,脫除濕天然氣中的游離水和輕烴,然后進(jìn)入脫水塔與貧三甘醇逆向接觸,脫除飽和水后外輸至下游系統(tǒng),吸水后的富三甘醇則進(jìn)入再生系統(tǒng)。

(2) 再生系統(tǒng)：來自三甘醇脫水塔的富三甘醇先后進(jìn)入回流冷凝器與富三甘醇預(yù)熱換熱器,隨后進(jìn)入三甘醇閃蒸罐進(jìn)行閃蒸分離,分離出烴類液體和溶解在三甘醇里的H2S和CO2;然后經(jīng)過顆粒過濾器與活性炭過濾器脫除攜帶的少量雜質(zhì),再經(jīng)貧/富三甘醇換熱器加熱至160 ℃后進(jìn)入三甘醇精餾柱,靠重力依次流入重沸器和汽提塔,完成貧三甘醇的再生。合格的貧三甘醇經(jīng)貧/富三甘醇換熱器和富三甘醇預(yù)熱換熱器冷卻后,由三甘醇循環(huán)泵加壓后進(jìn)入干氣/貧三甘醇換熱器進(jìn)行換熱,隨后進(jìn)入脫水塔完成三甘醇的循環(huán)。

該裝置設(shè)計(jì)處理量(15.6 ℃,101.325 kPa,下同)為單套裝置60×104m3/d,已投運(yùn)6年。期間,裝置處理量從較低值逐漸增至49×104m3/d后,脫水裝置出口的海管入口在表壓(下同)5.2 MPa下的天然氣水露點(diǎn)為6 ℃,達(dá)不到設(shè)計(jì)要求(-7 ℃),無法滿足產(chǎn)能需求,且在天然氣外輸過程中存在較大的風(fēng)險(xiǎn),濕天然氣組成見表1。

表1 某海上平臺(tái)三甘醇脫水裝置入口濕天然氣組成%組分摩爾分?jǐn)?shù)二氧化碳5.424 3氮0.418 0甲烷74.685 7乙烷9.224 1丙烷3.296 4異丁烷0.494 0組分摩爾分?jǐn)?shù)正丁烷0.931 0異戊烷0.218 5正戊烷0.209 0己烷0.095 0水5.001 5硫化氫0.002 5

2 三甘醇裝置故障分析

2.1 工藝系統(tǒng)模擬

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)記錄數(shù)據(jù),采用HYSYS進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)工況的模擬(見圖2),在模擬前對(duì)關(guān)鍵設(shè)備性能進(jìn)行排查分析,模擬數(shù)據(jù)選取主要依據(jù)如下：

(1) 初步核算塔類設(shè)備理論塔板數(shù),并假設(shè)內(nèi)部結(jié)構(gòu)滿足原設(shè)計(jì)工藝的要求。

(2) 現(xiàn)場(chǎng)排查,排除電加熱器故障的可能性,考慮到現(xiàn)場(chǎng)記錄的數(shù)據(jù)為夏季工況,設(shè)備均設(shè)保溫伴熱,熱損失較小,可以忽略。

(3) 各關(guān)鍵控制溫度值以現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)為準(zhǔn)。

2.2 模擬結(jié)果分析

設(shè)計(jì)工況、實(shí)際運(yùn)行工況及模擬工況參數(shù)見表2。

忽略天然氣在三甘醇中的溶解以及三甘醇在天然氣中的夾帶,脫水塔入口天然氣中水含量可通過式(1)計(jì)算：

(1)

式中：y1為脫水塔入口天然氣中水質(zhì)量濃度,mg/m3;L為貧富三甘醇溶液中三甘醇質(zhì)量流量,kg/h;x1為富甘醇溶液中水與三甘醇質(zhì)量比;x2為貧三甘醇溶液中水與三甘醇質(zhì)量比;V為脫水塔入口天然氣處理量,m3/h;y2為脫水塔出口干氣中水質(zhì)量濃度,mg/m3。

表2 現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行狀態(tài)及模擬數(shù)據(jù)參數(shù)設(shè)計(jì)值實(shí)際運(yùn)行值模擬結(jié)果天然氣處理量/(104 m3·d-1)604949天然氣入口表壓/MPa6.355.935.93天然氣入口溫度/℃373838脫水塔入口天然氣中ρ(H2O)/(mg·m-3)1 1023 804貧甘醇循環(huán)量/(m3·h-1)0.60.40.4富三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%96.0075.0075.20貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%99.5087.7087.00重沸器操作溫度/℃200116116富甘醇進(jìn)入再生塔溫度/℃1608585重沸器功率/kW50.050.050.0汽提氣用量/(m3·h)10.010.810.8天然氣出口水露點(diǎn)(5.2 MPa)/℃-7628脫水塔出口天然氣ρ(H2O)/(mg·m-3)183684

將表2中現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)代入式(1),可得脫水塔入口天然氣中水質(zhì)量濃度為3 803 mg/m3,而設(shè)計(jì)工況下天然氣中水質(zhì)量濃度為1 102 mg/m3。顯然,該脫水塔入口天然氣中水含量已遠(yuǎn)超設(shè)計(jì)值,天然氣中水含量增加,從氣液平衡角度分析可知,必然會(huì)造成脫水塔出口富三甘醇中水含量過大,若要達(dá)到設(shè)計(jì)工況的再生后貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù),則需要更多熱量,即更大的重沸器功率。從而得出該裝置的故障原因?yàn)槿肟谶^濾分離器性能不達(dá)標(biāo)。

由表2可知,脫水塔入口天然氣中水質(zhì)量濃度為3 804 mg/m3,與上述理論分析結(jié)果基本一致,三甘醇脫水塔出口的富三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)為75.2%,貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)為87.0%,與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)定的數(shù)據(jù)基本相符;而天然氣出口水露點(diǎn)模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)水露點(diǎn)相差較大,這主要是由于現(xiàn)場(chǎng)采用手持式露點(diǎn)分析儀,該露點(diǎn)分析儀測(cè)定的水質(zhì)量濃度范圍為0～200 mg/m3,但目前運(yùn)行條件下水含量已超出該范圍,從而造成露點(diǎn)分析儀幾乎測(cè)得滿量程數(shù)據(jù),排除該數(shù)據(jù)干擾,可以確定所選用模型符合性較好,即塔類設(shè)備理論塔板數(shù)校核準(zhǔn)確,重沸器熱損失可忽略。

綜上可知：目前,三甘醇脫水裝置處理量無法達(dá)到設(shè)計(jì)值的原因可能是三甘醇脫水塔入口天然氣中水含量過高,即脫水塔上游入口過濾分離器的脫水效果不理想,從而導(dǎo)致大量游離水進(jìn)入脫水塔。

3 改造方案及工藝優(yōu)化

基于上述分析結(jié)果,改造方案主要集中在兩方面：①降低脫水塔入口天然氣中游離水含量;②改造再生系統(tǒng)。具體可通過改造入口過濾分離器和重沸器實(shí)現(xiàn)。

3.1 改造方案

3.1.1入口過濾分離器改造

假設(shè)入口過濾分離器脫液能力達(dá)到設(shè)計(jì)要求,即13.4 L/106m3,采用上述HYSYS模型分別針對(duì)天然氣處理量為49×104m3/d和60×104m3/d兩種工況進(jìn)行模擬,模擬結(jié)果見表3。

由表3可知,如果入口過濾分離器的工藝性能滿足設(shè)計(jì)要求,現(xiàn)場(chǎng)重沸器及各換熱器功率也均滿足設(shè)計(jì)要求,這同樣說明脫水裝置處理量無法達(dá)到設(shè)計(jì)值的主要原因是入口過濾分離器未滿足分離要求,因此,更換高效入口過濾分離器可解決裝置運(yùn)行問題。

表3 入口過濾分離器改造模擬結(jié)果數(shù)據(jù)設(shè)計(jì)值模擬值(工況1)模擬值(工況2)天然氣處理量/(104 m3·d-1)604960重沸器操作溫度/℃200200200天然氣出口水露點(diǎn)(5.2 MPa)/℃≤-7-12-12貧三甘醇循環(huán)量/(m3·h-1)0.60.40.6貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%99.6099.5599.47汽提氣用量/(m3·h-1)10.010.810.8富三甘醇進(jìn)入再生塔溫度/℃160154152重沸器計(jì)算功率/kW50.023.934.9貧富三甘醇換熱器熱負(fù)荷/kW47.022.944.5富三甘醇預(yù)熱換熱器熱負(fù)荷/kW16.56.212.2塔頂冷凝器熱負(fù)荷/kW3.02.82.5干氣/貧三甘醇換熱器熱負(fù)荷/kW13.06.811.3

3.1.2重沸器改造

入口過濾分離器不進(jìn)行改造,根據(jù)表2現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)分析結(jié)果,此工況下脫水塔入口天然氣中水質(zhì)量濃度為3 804 mg/m3,考慮到現(xiàn)場(chǎng)入口過濾分離器在設(shè)計(jì)工況下未運(yùn)行過,無法得知其運(yùn)行參數(shù),因此,不對(duì)設(shè)計(jì)工況進(jìn)行模擬分析。采用上述HYSYS模型僅針對(duì)天然氣處理量為49×104m3/d的工況進(jìn)行模擬,模擬結(jié)果見表4。

表4 重沸器改造模擬結(jié)果數(shù)據(jù)設(shè)計(jì)值模擬值天然氣處理量/(104 m3·d-1)6049重沸器操作溫度/℃200200天然氣出口水露點(diǎn)(5.2 MPa)/℃≤-7-10貧三甘醇循環(huán)量/(m3·h-1)0.60.6貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%99.6099.50汽提氣用量/(m3·h-1)10.810.8富三甘醇進(jìn)入再生塔溫度/℃160150重沸器計(jì)算功率/kW50.067.1貧富三甘醇換熱器熱負(fù)荷/kW47.047.0富三甘醇預(yù)熱換熱器熱負(fù)荷/kW16.515.0塔頂冷凝器熱負(fù)荷/kW3.02.8干氣/貧三甘醇換熱器熱負(fù)荷/kW13.06.0三甘醇損失量/(L·d-1)869

由表4可知,在目前的三甘醇裝置運(yùn)行工況下,僅增加重沸器加熱功率,三甘醇裝置基本可以滿足設(shè)計(jì)要求,但該改造方案三甘醇損失量較大,為69 L/d。根據(jù)后續(xù)平臺(tái)冬季運(yùn)行環(huán)境條件,考慮熱損失(15 kW)及熱效率(92%),該工況下重沸器加熱功率需增至90 kW。

3.2 改造方案適應(yīng)性分析及工藝優(yōu)化

通過分析三甘醇脫水裝置的故障原因,提出以下3種改造方案。

3.2.1更換入口過濾分離器

原入口過濾分離器設(shè)備尺寸為DN450 mm×3 000 mm,設(shè)備內(nèi)部裝有5條聚結(jié)濾芯,單濾芯對(duì)10 μm及以上液滴的脫除效率為99.5%。經(jīng)核算,該設(shè)備內(nèi)部濾芯過流面積滿足設(shè)計(jì)要求,但濾芯間距過小,濾芯間氣體流速過大,造成濾芯聚結(jié)的小液滴發(fā)生了二次夾帶,從而導(dǎo)致大量自由水進(jìn)入脫水塔。僅更換聚結(jié)濾芯無法保障良好的工藝性能,因此,提出更換1套入口過濾分離器的方案。

該技術(shù)方案的優(yōu)點(diǎn)在于僅需針對(duì)入口過濾分離器進(jìn)行改造,對(duì)整個(gè)系統(tǒng)的影響較小,新設(shè)備尺寸為DN600 mm×4 900 mm,可以選擇新建或利用原址,無需停產(chǎn)。但經(jīng)過現(xiàn)場(chǎng)勘查,平臺(tái)已無實(shí)施設(shè)備更換改造的空間。

3.2.2更換重沸器,增大電加熱器功率

重沸器尺寸為DN1 100 mm×2 500 mm,電加熱器尺寸為DN250 mm,加熱管長(zhǎng)度為2 100 mm,設(shè)計(jì)功率為50 kW。經(jīng)模擬分析,目前,運(yùn)行工況下電加熱器所需功率為90 kW,最簡(jiǎn)單的改造方案為更換電加熱器加熱芯,該技術(shù)方案的優(yōu)點(diǎn)在于施工工作量較小,工期較短,缺點(diǎn)為僅能滿足現(xiàn)有生產(chǎn)需求。但根據(jù)重沸器容器核算,在滿足電加熱器加熱密度的要求及重沸器設(shè)備尺寸不變的情況下,電加熱器的極限擴(kuò)容功率為80 kW。

按入口過濾分離器的分離能力外推可得,在設(shè)計(jì)處理能力下,電加熱器需要的功率為110 kW,經(jīng)核算,重沸器設(shè)備尺寸需更換為DN1 100 mm×3 500 mm。該技術(shù)方案的優(yōu)點(diǎn)在于設(shè)計(jì)余量較大,可同時(shí)滿足后期擴(kuò)容需求,但改造涉及到相關(guān)管線和設(shè)備的移位,根據(jù)平臺(tái)現(xiàn)場(chǎng)的布置情況,其工作量很大,且需要停產(chǎn)的時(shí)間較長(zhǎng)。

3.2.3更換入口過濾分離器濾芯及重沸器電加熱器

雖然原有入口過濾分離器設(shè)備尺寸過小,濾芯間距過小,但若更換為更高效的聚結(jié)濾芯,仍會(huì)有一定的性能優(yōu)化,例如選用對(duì)0.3 μm及以上液滴的脫除效率為99.5%的聚結(jié)濾芯,該聚結(jié)濾芯在該工況下雖無法避免小液滴發(fā)生二次夾帶,但由于濾芯內(nèi)側(cè)聚結(jié)脫液量足夠大,外側(cè)二次夾帶量就相對(duì)減小,從而可保證出口氣體中液體量不大于1 000 L/106m3,因此,提出一種折中的改造技術(shù)方案,即更換入口過濾分離器濾芯及重沸器電加熱器。經(jīng)過模擬核算,電加熱器所需功率為51.7 kW,即使在冬季運(yùn)行工況下,電加熱器極限擴(kuò)容功率為80.0 kW,也可以較好地滿足需求。具體核算結(jié)果見表5。

表5 濾芯和電加熱器同時(shí)改造模擬結(jié)果數(shù)據(jù)設(shè)計(jì)值模擬值天然氣處理量/(104 m3·d-1)6060重沸器操作溫度/℃200200天然氣出口水露點(diǎn)(5.2 MPa)/℃≤-7-9貧三甘醇循環(huán)量/(m3·h-1)0.60.6貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%99.6099.43汽提氣用量/(m3·h-1)10.810.8富三甘醇進(jìn)入再生塔溫度/℃160148重沸器計(jì)算功率/kW50.051.7貧富三甘醇換熱器熱負(fù)荷/kW47.042.3富三甘醇預(yù)熱換熱器熱負(fù)荷/kW16.511.7塔頂冷凝器熱負(fù)荷/kW3.02.0干氣/貧三甘醇換熱器熱負(fù)荷/kW13.012.6

因此,推薦采用該技術(shù)方案,其優(yōu)點(diǎn)在于施工工作量較小,工期較短,停產(chǎn)(或濕氣外輸)時(shí)間短,缺點(diǎn)為聚結(jié)濾芯使用壽命較短。

3.4 改造后應(yīng)用效果

改造后現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行參數(shù)見表6,從運(yùn)行數(shù)據(jù)可知,改造后天然氣出口水露點(diǎn)(5.2 MPa)為-23 ℃,遠(yuǎn)小于外輸干氣水露點(diǎn)的要求,為后續(xù)平臺(tái)進(jìn)一步增產(chǎn)提供了可能性。

表6 改造后現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行結(jié)果項(xiàng)目現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行值天然氣處理量/(104 m3·d-1)51重沸器操作溫度/℃193天然氣出口水露點(diǎn)(5.2 MPa)/℃-23貧三甘醇循環(huán)量/(m3·h-1)0.5貧三甘醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%99.10汽提氣用量/(m3·h-1)10.2富三甘醇進(jìn)入再生塔溫度/℃150重沸器投用功率/kW56

4 結(jié)論

(1) 利用HYSYS軟件針對(duì)該系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行模擬分析,找出系統(tǒng)中存在的問題,結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況進(jìn)行適應(yīng)性分析,確定優(yōu)化改造方案,可以較好地解決三甘醇脫水裝置的再生問題,為國(guó)內(nèi)現(xiàn)行三甘醇脫水裝置的擴(kuò)容改造提供參考。

(2) 目前,某海上平臺(tái)三甘醇脫水裝置處理量無法達(dá)到設(shè)計(jì)值可能存在多方面的原因,其中最主要的原因可能是三甘醇脫水塔入口天然氣中水含量過高,即脫水塔上游入口過濾分離器分離效果不理想,導(dǎo)致大量游離水進(jìn)入脫水塔。

(3) 海上平臺(tái)作業(yè)環(huán)境特殊,制定設(shè)備改造和施工方案時(shí)應(yīng)綜合考慮平臺(tái)操作維修空間、作業(yè)工期和改造成本等方面的因素,最大限度地減少對(duì)平臺(tái)正常生產(chǎn)作業(yè)的影響。對(duì)于本研究涉及的三甘醇脫水裝置,通過更換入口過濾分離器濾芯并更換重沸器電加熱器,解決了平臺(tái)三甘醇脫水裝置脫水效果不達(dá)標(biāo)的問題,施工難度和對(duì)正常生產(chǎn)作業(yè)的影響程度均相對(duì)較小。

(4) 建議在進(jìn)行三甘醇脫水裝置的工藝設(shè)計(jì)時(shí),嚴(yán)控入口過濾分離器分離指標(biāo),并根據(jù)入口過濾分離器分離指標(biāo),配套相對(duì)應(yīng)的三甘醇脫水裝置。