直接換熱凝液回收工藝高級火用分析

蔣洪 楊銅林 喻靖 王繽蕊 崔永興 楊冬磊

1.西南石油大學石油與天然氣工程學院 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部克深8采氣作業區 4.中國石油塔里木油田安全環保與工程監督中心 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濟效益[1]。近年來，天然氣得到了廣泛的應用[2-3]，提高天然氣的利用率成為目前研究的熱點。國內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能耗為目標函數，通過改變關鍵參數，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，提高經濟效益；衛浪等[6]在對系統關鍵參數分析的基礎上，利用BP神經網絡進行多目標優化，為實際工藝流程設計提供理論依據；肖樂等[7]對凝液回收過程的制冷工藝進行優化，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]在工藝運行關鍵參數的研究基礎上，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。

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，但國內鮮有針對DHX工藝的火用分析報道。基于常規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火用的火用損分解為可避免、不可避免、內源及外源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，發現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雜的天然氣精煉廠進行了換熱網絡的高級火用分析，結果表明換熱網絡火用效率可從62.8%提高到84.2%，且僅有的18個低效換熱器造成了換熱網絡中超61%的火用損，改進潛力很大；2016年，J. Galindo等[12]對內燃機底部的有機朗肯循環進行常規及高級火用分析，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，基于分析結果提出改進方案，優化方案的有效能利用率提高了28.891%。

本研究基于國內某氣田氣質，利用直接換熱流程進行凝液回收模擬，在常規火用分析的基礎上，對各個設備及整個系統進行高級火用分析，以明確系統的優化潛力。

1 研究方法

1.1 模擬說明

天然氣凝液回收常用PR狀態方程進行工藝計算和熱力學計算[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。集成過程所有設備處于穩定狀態，動能和勢能的變化忽略不計，同時凝液回收過程未發生化學反應，不考慮化學火用，故對設備的火用計算僅考慮物理火用。

表1 原料氣氣質工況%組分摩爾分數組分摩爾分數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/塊脫乙烷塔塔壓/kPa脫乙烷塔理論塔板數/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/塊丙烷回收率/%總壓縮功耗/kW重沸器負荷/kW綜合能耗/(104 MJ·d-1)DHX工藝3095.5610 8407 489391.76

原料氣經主冷箱LNG-101 預冷到-35.5 ℃進入低溫分離器V-101進行氣液分離，氣相經膨脹機組K-101降壓至2 350 kPa進入DHX塔底部，液相節流降壓經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，吸收原料氣中的重烴，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定輕烴的分離。

1.3 高級火用分析

已有文獻對輕烴回收工藝進行了常規火用分析[15]，故在此基礎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。常規火用分析的結果如圖2所示。

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

1.3.1內源火用損及外源火用損

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

(1)

運用工程法，系統的總火用損可按照式(2)進行細分：

(2)

1.3.2可避免及不可避免火用損

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

(3)

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

(4)

(5)

(6)

表3 計算不可避免火用損的假設[22]設備運行情況不可避免狀態①理想狀態LNG-101夾點溫度3.11 ℃LNG-102夾點溫度3.52 ℃夾點溫度0.5 ℃[23]對數平均溫差2 ℃壓降0②夾點溫度0 ℃對數平均溫差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:設備及工藝在未來達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種火用組合的細分

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

2 結果與討論

2.1 高級火用分析結果

從圖6可知，直接換熱流程內源火用損遠遠大于外源火用損，即凝液回收過程中各設備產生的火用損主要來源于自身的不可逆性，其他設備對于所研究設備的火用損影響較小。直接換熱流程內源火用損占系統總火用損的68.89%，是外源火用損的2.2倍。系統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%。從上述結果分析可知，凝液回收系統具有很大的火用損改進潛力。

表4 火用損細分類型kW設備火用損類型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，幾乎所有設備的火用損都是由于自身不可逆性產生的，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源火用損。壓縮端K-102火用損與膨脹段K-101的絕熱效率聯系密切，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不可避免狀態與實際火用效率相比差異明顯。這些設備的可避免火用損占總火用損的比例很高，可通過改善系統工藝結構及設備工藝技術來消除這些火用損。由于冷箱的熱利用率高，導致火用效率很高，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，可避免內源火用損占比最高，接著是不可避免內源火用損、可避免外源火用損、不可避免外源火用損。圖8揭示了各個設備總火用損及其4類細分火用損，系統中大多數設備火用損主要是可避免內源火用損，表明可以通過提高設備自身的效率來減少系統總火用損。

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的可避免內源火用損分別為1 035.51 kW、236.75 kW、1 138.12 kW，消除這些設備的火用損可以明顯提高系統有效能利用率，壓縮機K-103可避免火用損占系統總火用損的比率最高，改善流程的有效能利用率，應優先提高K-103的設備效率。

冷箱的火用效率較高，從常規火用分析角度可知，其火用損占系統總火用損的比例較高，通過改善冷箱能量利用率，也可大幅提高系統有效能利用率。從圖8可知，冷箱LNG-101、LNG-102的可避免內源火用損的占比均大于30%，改進換熱器的結構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個設備的總火用損較高，但其可避免內源火用損的占比分別為18.19%、1.45%、12.62%，此外由于其內部復雜的分餾反應，改善這些設備的成本較高，不推薦對其進行內部結構改進。

空冷器AC-101的可避免火用損及可避免內源火用損的占比分別為82.06%、20.8%，通過改進其內部結構以及改善其他設備的工作狀況，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，可以了解操作參數對過程中主要設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鍵設備和結構，對系統的火用損有重要的影響。本節主要研究關鍵參數對主要設備不同類型火用損的影響，以了解3種設備在不同參數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部汽提反應產生一定程度影響，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荷，重沸器負荷對分餾反應的難易程度影響極大，造成內部塔板溫差波動變化，故其對火用損產生顯著影響。

圖9顯示了K-101等熵效率對DHX塔4種類型火用損的影響。可避免內源火用損及不可避免內源火用損隨著等熵效率的增加，幾乎不會發生變化，再一次驗證了計算內源火用損的精確性。而外源火用損隨著等熵效率的增加產生了小幅度的上升。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。不可避免內源火用損及可避免內源火用損與溫度變化呈現相反的變化趨勢，綜合4類火用損變化情況可知，當溫度降到-26 ℃時，各類火用損達到一個臨界值，繼續降低溫度，火用損將發生顯著變化，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可以發現，伴隨回流比的增加，內源火用損及外源火用損均發生了顯著性的變化，內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 結論

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

(2) 壓縮機及膨脹機機組的可避免內源火用損的比例較高，提高這些設備的效率是減少系統火用損的有效措施。改變冷箱的結構形式能夠降低設備的火用損，提高系統有效能利用率。空冷器的可避免內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備性能以及改善其他設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，當溫度低于-26 ℃，4類火用損將發生顯著變化；減小脫丙丁烷塔塔頂回流比，內源火用損大幅降低，設備總火用損主要來源于其他設備的不可逆性。利用敏感性分析，確定了不同參數對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備的火用損。