甲醇回收裝置運行參數模擬優化

牛付才，楊海波，李志超

（中國石油長慶油田分公司第三采氣廠，內蒙古烏審旗017300）

甲醇回收裝置運行參數模擬優化

牛付才，楊海波，李志超

（中國石油長慶油田分公司第三采氣廠，內蒙古烏審旗017300）

針對蘇里格第三天然氣處理廠甲醇回收裝置運行不穩定、操作難度大、能耗大等問題，通過理論分析，并根據現場采集精餾塔的運行數據和Aspen Plus化工軟件模擬相結合的方法，找出裝置運行中存在的主要問題在于塔頂溫度控制參數設置不合理、塔底出料余熱未充分利用，造成裝置運行不穩定，能耗高，難以達到處理要求。根據處理廠甲醇污水水質及甲醇精餾塔的實際情況，利用軟件模擬、優化，確定并優化了典型操作工況下精餾塔的運行參數并提出了穩定運行的對策，保證了精餾塔的高效、平穩運行，降低了能耗。

甲醇回收；精餾；Aspen Plus；能耗

蘇里格氣田投用天然氣處理廠6座，最主要對各集氣站來天然氣進行計量、增壓、脫油脫水，然后外輸。各天然氣處理廠脫油脫水裝置均采用丙烷制冷低溫分離技術，分離出天然氣中的含醇污水和輕烴組分[1]。分離出來的含醇污水主要來自各脫油脫水裝置注入的甲醇（以第三天然氣處理廠為例，每天三套裝置的注醇量在15 m3左右）及集氣站來氣中所含的少量甲醇。第三天然氣處理廠甲醇回收裝置設計氣田含醇污水處理能力為100 m3/d，設計要求塔頂產品甲醇含量≥95%（wt），塔底污水甲醇含量≤0.1%（wt）。投產后裝置運行不穩定，員工調節操作難度大，部分時間內產品甲醇和塔底水含甲醇量達不到指標要求。本文利用軟件模擬不同操作工況下塔的運行情況，優化了精餾塔的運行參數并提出了裝置穩定運行的對策，保證了精餾塔的高效、平穩運行，降低了能耗。

圖1 甲醇回收工藝流程

1 甲醇回收裝置運行現狀分析

含醇污水經過預處理后進入甲醇回收塔回收甲醇[2]，甲醇回收工藝流程（見圖1），甲醇精餾塔結構參數（見表1）。

表1 蘇里格第三天然氣處理廠精餾塔的設計參數表

（1）對第三天然氣處理廠甲醇回收裝置2014年10月化驗結果進行統計，產品甲醇濃度平均為89.08%，遠遠低于設計要求≥95%。11月進行了塔頂溫度優化實驗，最終塔頂溫度控制參數由原來的64℃優化為63℃，優化后的產品甲醇濃度平均為92.58%，塔頂產品濃度有很大提高，但仍達不到設計要求。可見，要想達到設計要求，有必要對塔頂溫度控制參數進一步優化。

（2）現場發現，在原料罐倒罐之初，常出現裝置不穩現象，塔頂塔底甲醇含量波動較大，遠遠偏離設計要求。可見，當進料狀態改變時，甲醇回收裝置操作不穩定，達不到設計要求。

（3）進料溫度為30℃，進料位置處塔板溫度明顯高于60℃，溫差過大導致進料位置附近塔板主要起傳熱作用，影響塔板傳質效率，而塔底出料溫度在100℃左右，塔底出料余熱也未得到充分利用。

2 甲醇回收裝置精餾工藝模型的建立

蘇里格第三天然氣處理廠甲醇精餾塔精餾段為1 m 350Y型規整填料，該金屬規整填料等板高度（HETP）取為0.25 m，則精餾段換算為4塊理論塔板。提餾段為36塊斜孔塔板，O'connell關聯式如下：

由式（1）計算出ET=0.47，則提餾段換算為17塊理論板。依據上述計算結果，使用流程模擬軟件Aspen Plus模擬甲醇回收工藝過程，將工藝設計參數與模擬計算結果進行對比（見表2）。

由表2可知：模擬的結果與工藝設計的參數基本吻合（塔頂壓力由于空冷器及管道阻力壓強略高于常壓），說明完全可以利用Aspen Plus軟件依據現場情況進行工藝參數的模擬優化。

表2 甲醇回收工藝設計參數與模擬計算結果

3 甲醇回收裝置精餾塔運行參數模擬優化

3.1 塔頂溫度控制參數優化

蘇里格氣田甲醇回收精餾塔采用精餾段控制方案，通過控制塔頂溫度進而控制塔頂產品的濃度，所以塔頂溫度的控制參數顯得尤為重要[3]。

塔頂溫度與塔頂壓力以及塔頂產品組成有關。蘇里格第三天然氣處理廠所在蘇米圖蘇木年均大氣壓為86.69 kPa，比標準大氣壓偏低。通過Aspen Plus軟件物性分析[4]，得出在101.325 kPa、86.69 kPa下甲醇和水混合組分的T-xy相圖（見圖2）。

圖2 101.325 kPa、86.69 kPa下甲醇和水混合組分的T-xy相圖

由圖2可知，對相同組成的甲醇與水的混合組分，101.325 kPa、86.69 kPa下其泡點溫度有明顯的差距。

導出86.69 kPa下甲醇和水混合組分的T-xy相圖的具體數值（見表3）。

蘇里格第三天然氣處理廠在塔頂溫度優化實驗之后將塔頂溫度控制在63℃，實際運行中中控人員一般將其控制在62.5℃～63℃，產品甲醇濃度為92.58%，與表3相符。但在這一溫度下無論怎樣調節回流比等其他參數，塔頂產品濃度依然不可能達到其設計要求（≥95%）。

表3 86.69 kPa下甲醇和水混合組分的T-xy相圖具體數值

由表3可知，在86.69 kPa下要想滿足95%的分離要求，理論上必須將塔頂溫度控制在60.6℃～61.9℃，因此可將塔頂溫度控制在61.5℃左右。

實際運行中塔頂溫度和壓力略有波動，所以實際操作過程中將塔頂溫度嚴格控制在61.5℃很難實現，于是蘇里格天然氣處理廠將塔頂溫度控制在61℃～62℃，實驗數據統計（見表4）。

表4 塔頂濃度化驗數據統計

由表4可知，塔頂產品濃度平均為96.7%，其最大值、最小值及其平均值均與結論相符，進一步證明了理論的正確性。

3.2 典型操作工況運行參數模擬優化

精餾穩態操作要保持精餾裝置物料守恒和能量守恒。

塔頂易揮發組分的物料衡算式如下：

式中：F-進料量，kmol/h；D-塔頂產品量，kmol/h；W-塔底產品量，kmol/h；xF-原料液組成，摩爾分數；xD-塔頂產品組成，摩爾分數；xW-塔底產品組成，摩爾分數。

根據式（2）可知，對于一定的原料液流量F和組成xF，只要確定了分離程度xD和xW，餾出液流量D和釜殘液流量W也就被確定了。而xD和xW決定了氣液平衡關系、R和理論板數NT（適宜的進料位置），因此D和W或采出率D/F與W/F只能根據xD和xW確定，而不能任意增減，否則進、出塔的兩個組分的量不平衡，必然導致塔內組成變化，造成操作波動，使操作不能達到預期的分離要求。

含醇污水原料罐倒罐時，進料狀態改變，要保持xD和xW不變，維持操作穩態，由物料守衡就要相應的改變D和W，由能量守恒就要改變塔底再沸器以及塔頂冷凝器的熱負荷。因此在原料罐倒罐之前，需對原料罐含醇濃度進行化驗，并保持穩定的進料量以及進料溫度，進而對D和W參數作出相應調整以保證精餾塔的高效、平穩運行。

提高進料溫度可降低塔底再沸器的熱負荷，因此對塔底出料余熱進行合理利用可有效降低裝置能耗。依照甲醇回收裝置2種典型的操作工況，對甲醇回收裝置運行參數進行模擬、優化（見表5）。

表5 模擬典型工況下甲醇回收裝置運行參數

4 能耗分析

提高進料溫度再沸器熱負荷減小。30℃和60℃的進料溫度下再沸器熱負荷（見表6）。

表6 典型工況、不同進料溫度下再沸器熱負荷

由表6可知：在含醇濃度20%（wt）的工況下，進料溫度由30℃提高到60℃，再沸器熱負荷減小50 789 kJ/h。在含醇濃度40%（wt）的工況下，進料溫度由30℃提高到60℃，再沸器熱負荷減小59 794 kJ/h。

工業上每立方米天然氣燃燒熱值約為33 487 kJ，視導熱油爐的熱效率為70%，換熱器換熱效率為90%。則在含醇濃度20%（wt）的工況下，進料溫度由30℃提高到60℃可節約天然氣2.4 m3/h。在含醇濃度40%（wt）的工況下，進料溫度由30℃提高到60℃可節約天然氣2.8 m3/h。

可見，在含醇濃度20%（wt）和40%（wt）的條件下，進料溫度由30℃提高到60℃，再沸器熱負荷減小量相近，以節約天然氣2.6 m3/h計。天然氣價格約為1元/立方米，則可節約成本62.4元/天，蘇里格第三天然氣處理廠甲醇回收裝置每年大約運行300天，則可節約18 720元/年。

5 結論及建議

（1）優化了塔頂溫度控制參數，理論上確定了塔頂甲醇產品濃度達到設計要求所需要的溫度參數。

（2）確定并優化了典型操作工況下精餾塔的運行參數并提出了穩定運行的對策，保證精餾塔的高效、平穩運行。

（3）通過能耗分析，利用塔底余熱提高進料溫度可避免進料溫度和進料位置處塔板溫差過大而影響塔板傳質效率，提高進料溫度雖然可在一定程度上降低裝置能耗，但影響不大，所以不建議后續新建甲醇回收裝置增設進料加熱器以節約設備投資費用。

（4）以上結論適用于本地區所有含醇污水甲醇回收裝置。

［1］李亮亮.蘇里格氣田污水處理研究［D］.西安石油大學，2009.

［2］王登海，等.長慶氣田含醇污水甲醇回收工藝技術探討［J］.石油與天然氣化工，2001，30（3）：151-152.

［3］王新星，等.含醇污水甲醇回收精餾塔運行參數模擬優化［J］.石油化工應用，2010，29（9）：103-107.

［4］鄧偉，等.甲醇回收工藝在蘇里格氣田的應用［J］.石油化工應用，2011，30（1）：100-103.

TE962

A

1673-5285（2016）01-0118-04

10.3969/j.issn.1673-5285.2016.01.032

2015－12-23