熱泵精餾氣體分餾裝置的用能分析

朱玉琴 張海瑞

西安石油大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院

熱泵精餾氣體分餾裝置的用能分析

朱玉琴 張海瑞

西安石油大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院

利用PRO／II軟件分析了某0.6Mt／a氣體分餾熱泵流程用能情況，優(yōu)化了氣分裝置熱泵系統(tǒng)的工藝參數(shù)，計(jì)算了各設(shè)備的有效能效率。利用夾點(diǎn)技術(shù)對其換熱網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行了優(yōu)化，在不增加設(shè)備投資費(fèi)用的基礎(chǔ)上節(jié)省加熱公用工程量712.29kW，冷卻公用工程量712.29kW，具有較好的節(jié)能效果。

熱泵精餾 氣體分餾 有效能分析 夾點(diǎn)技術(shù)

石油、化工等工業(yè)部門在生產(chǎn)中都需要消耗大量的能源，利用PRO／II軟件對石化裝置的用能情況進(jìn)行分析，實(shí)施按級利用能量的原則對石化裝置的節(jié)能降耗、提高市場競爭力具有重要意義。石油、化工等工業(yè)部門的氣體分餾裝置是利用精餾技術(shù)，將含丙烯、丙烷、碳三、碳四等的液態(tài)混合物分離成精丙烯、丙烷、輕碳四和重碳四等餾分。能量流密集是氣體分餾裝置的最大特點(diǎn)之一，所以該裝置的節(jié)能研究對其實(shí)際生產(chǎn)具有指導(dǎo)性意義。本文以某石化公司氣分裝置為背景，利用PRO／II軟件和換熱網(wǎng)絡(luò)的夾點(diǎn)技術(shù)對其用能進(jìn)行分析，提出了切實(shí)可行的節(jié)能方案。

1 氣體分餾裝置概述

某0.60Mt／a氣體分餾熱泵精餾裝置的工藝流程見圖1。該氣體分餾裝置是以含丙烯、丙烷、碳三、碳四等的液態(tài)混合物經(jīng)過脫硫、脫硫醇后精制的混合液化氣為原料，利用精餾方式將0.6Mt／a的液態(tài)烴加工分離得到聚合級丙烯0.192 9Mt／a、丙烷0.042 7 Mt／a、碳四0.342 4Mt／a、戊烷0.015 6Mt／a、燃料氣0.006 4Mt／a。該裝置的原料組成見表1和表2。

由于丙烯和丙烷的沸點(diǎn)非常接近，通過丙烯塔要得到純度為99.6%（摩爾分?jǐn)?shù)）的丙烯產(chǎn)品，在常規(guī)工藝流程中要采用塔板數(shù)較多的丙烯塔，需要設(shè)置較大的回流比，所以采用傳統(tǒng)工藝流程需要消耗較大的能量，占整個(gè)裝置能耗一半還多。為了提高經(jīng)濟(jì)效益，需把該裝置的氣分過程優(yōu)化為熱泵氣體分餾。由于熱泵技術(shù)是精餾過程中一種常見和有效的節(jié)能技術(shù)，對丙烷－丙烯系統(tǒng)采用熱泵流程來減少公用工程量，可以大大降低能源的消耗。

表1 氣體分餾裝置的原料及產(chǎn)品組成（摩爾分?jǐn)?shù)）Table 1 Raw materials and products composition of the gas fractionation unit

表2 氣體分餾裝置熱泵精餾的工藝參數(shù)Table 2 Process parameters of the gas fractionation unit with heat pump distillation

2 氣分裝置熱泵精餾系統(tǒng)的工藝參數(shù)的優(yōu)化

2.1 確定最優(yōu)熱泵流程

丙烯－丙烷塔熱泵精餾分為A型和B型兩種類型。A型丙烯－丙烷塔熱泵精餾流程是把塔頂丙烯氣體作為工質(zhì)［1］，如圖2（a）所示。塔頂丙烯經(jīng)壓縮機(jī)壓縮升溫后被送往塔底，在再沸器中冷凝，在冷凝過程中所放出的熱量被釜液丙烷吸收，丙烷溫度升高而沸騰，丙烯冷凝液通過節(jié)流閥減壓后，一部分作為回流，一部分作為產(chǎn)品直接裝罐。

與A型不同的是，B型丙烯－丙烷塔熱泵精餾流程把釜液丙烷作為工質(zhì)。釜液丙烷其中一部分作為產(chǎn)品直接采出，另一部分經(jīng)過節(jié)流、閃蒸，并與塔頂氣相丙烯通過換熱蒸發(fā)成丙烷氣相后，再送往壓縮機(jī)，經(jīng)壓縮機(jī)壓縮后返回塔釜作為熱源，如圖2（b）所示。

利用PRO／II軟件計(jì)算A、B兩種類型的熱泵精餾流程，其結(jié)果見表3。由表3可知，B型熱泵流程比A型熱泵流程耗能少，其原因：一方面閃蒸再沸是熱泵的一種優(yōu)化變型，B型熱泵精餾流程中利用了閃蒸再沸，從而降低了能耗；另一方面丙烷本身是一種很好的冷卻材料（丙烷的汽化熱比較大），所以在B型開式熱泵流程中不需要外加冷卻介質(zhì)（比如循環(huán)水及蒸汽）。再者，由于丙烯塔內(nèi)的循環(huán)水被丙烷本身所替代，塔壓不受循環(huán)水溫的限制，塔內(nèi)的壓力相對于常規(guī)氣分流程有所降低，這樣就增大了丙烯－丙烷的相對揮發(fā)度，使其更容易分離。所以，與常規(guī)氣分流程相比要達(dá)到相同的要求，丙烯塔塔板數(shù)量及回流比均降低，塔徑縮小，從而塔設(shè)備的投資費(fèi)用減少。此外，壓縮機(jī)還采用透平驅(qū)動，通過調(diào)節(jié)蒸汽量來控制汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速，使操作準(zhǔn)確簡單。

表3 A型和B型熱泵精餾流程的比較Table 3 Comparison of type A and type B heat pump distillation processes

2.2 B型熱泵精餾節(jié)流閥壓力對壓縮機(jī)功率的影響

節(jié)流閥壓力越高，壓縮機(jī)消耗的功率就越小，輔助冷卻器熱負(fù)荷也就越低。當(dāng)然也不能僅考慮壓縮機(jī)能耗而把節(jié)流閥壓力調(diào)節(jié)得過高，因?yàn)楣?jié)流閥壓力調(diào)節(jié)得過高，丙烷通過節(jié)流后溫度太高，與丙烯的溫差就變小，導(dǎo)致?lián)Q熱面積增大?？梢?，適宜的節(jié)流閥壓力應(yīng)綜合考慮壓縮機(jī)消耗的功率和丙烯－丙烷換熱的平均溫差。節(jié)流閥壓力對壓縮機(jī)功率和輔助冷卻器負(fù)荷的影響見圖3。

由圖3可知，壓縮機(jī)消耗的功率和輔助冷卻器負(fù)荷均隨節(jié)流閥閥后壓力的增高而減小，但受塔頂溫度的限制，節(jié)流閥閥后壓力不宜過高。所以，最佳的節(jié)流閥閥后壓力選取0.9MPa。

2.3 壓縮機(jī)出口壓力

壓縮機(jī)出口壓力應(yīng)與丙烯塔Ⅰ塔底壓力相當(dāng)。因?yàn)椋瑝嚎s機(jī)出口壓力越大，丙烷氣體溫度壓力就越高，返回丙烯塔Ⅰ塔底時(shí)就會破壞丙烯塔內(nèi)原來所持有的平衡。所以，該裝置壓縮機(jī)出口壓力應(yīng)選取1.63 MPa。

3 氣體分餾裝置有效能分析

有效能分析是基于熱力學(xué)第二定律的能量分析方法，它從數(shù)量和能量品質(zhì)兩方面研究能量的轉(zhuǎn)換利用。計(jì)算裝置的有效能損失并分析其原因，進(jìn)而對設(shè)備以及系統(tǒng)作出用能評價(jià)。

由于傳熱、傳質(zhì)和流動過程的不可逆性，在實(shí)際化工生產(chǎn)中均存在有效能的損失。對于精餾塔，外界把高品位的能量供給塔釜再沸器，低品位的能量從塔頂冷凝器排出。在塔內(nèi)，由于汽－液兩相直接接觸，產(chǎn)生了因傳熱和傳質(zhì)的不可逆性而引起的有效能的損失。隨著物流在塔內(nèi)自下而上流動，有效能損失就不斷增大，能量的品位不斷降低［4］。

有效能效率是指過程所需有效能與該過程所消耗的有效能之比［5］。

式中，EXN為輸出的有效能，kW；EXA為輸入的有效能，kW；EXl為有效能損失，kW。

節(jié)流閥的有效能效率計(jì)算公式為［6］：

式中，E1、E2為流體進(jìn)入和離開節(jié)流閥時(shí)的有效能，kW。

表4 氣體分餾裝置各設(shè)備的有效能效率Table 4 Equipment exergy of the gas fractionation unit

利用PRO／II軟件計(jì)算氣體分餾裝置中每股物流的焓、熵及有效能，對系統(tǒng)的各個(gè)設(shè)備進(jìn)行有效能衡算，計(jì)算其有效能損失及有效能效率。其計(jì)算結(jié)果如表4所示。

由表4可知，在所有單元設(shè)備中有效能損失較多、有效能效率較低的是脫丙烷塔、脫戊烷塔和丙烯塔。脫丙烷塔和脫戊烷塔有效能效率較低的主要原因是塔頂和塔釜溫差較大。要減少分餾塔的有效能損失，應(yīng)改進(jìn)分餾工藝，盡量多地回收高品位的熱能，降低冷卻有效能損失。

4 氣體分餾裝置換熱網(wǎng)絡(luò)的分析及優(yōu)化

氣分裝置中最重要的組成部分是換熱網(wǎng)絡(luò)，分析各物流匹配換熱的合理性對氣分裝置的用能具有顯著的影響。夾點(diǎn)技術(shù)是系統(tǒng)設(shè)計(jì)與分析石化換熱網(wǎng)絡(luò)裝置較常用的技術(shù)方法。夾點(diǎn)技術(shù)是通過把整個(gè)系統(tǒng)和熱力學(xué)相結(jié)合，分析整個(gè)生產(chǎn)過程中物流的能量傳遞的一種過程整合技術(shù)。通過該技術(shù)，把冷、熱物流匹配最大合理化，最大回收能量以提高能量的利用率。該過程的物流數(shù)據(jù)見表5。

表5 氣體分餾裝置的物流參數(shù)Table 5 Flow parameters of the gas fractionation unit

4.1 最優(yōu)夾點(diǎn)溫差和夾點(diǎn)位置的確定

利用問題表法［7］，在氣體分餾裝置夾點(diǎn)溫差范圍5～15℃內(nèi)，計(jì)算不同夾點(diǎn)位置所對應(yīng)的夾點(diǎn)溫差（ΔTmin）以及最小加熱和冷卻公用工程量和年度總費(fèi)用，其計(jì)算結(jié)果見表6。熱物流所對應(yīng)的夾點(diǎn)位置在其46℃處，冷物流所對應(yīng)的夾點(diǎn)位置在其40℃處。

表6 不同夾點(diǎn)溫差（ΔTmin）的能量費(fèi)用和換熱器投資費(fèi)用Table 6 Investment cost of heat exchangers and energy costs with different pinch point temperature difference（ΔTmin）

由表6可知，隨著夾點(diǎn)溫差的增大，平均每年投資到設(shè)備中的費(fèi)用減少，但是平均每年投資的操作費(fèi)用增大，且每年所投資的操作費(fèi)用增大的幅度比較大，如圖4所示。

由圖4可見，當(dāng)ΔTmin＝6℃時(shí)，總的費(fèi)用相對較小。由計(jì)算得出，在該夾點(diǎn)溫差下裝置所需的最小加熱公用工程負(fù)荷為2 308.4kW，最小冷卻公用工程負(fù)荷為245.06kW。熱物流所對應(yīng)的夾點(diǎn)位置在46℃處，冷物流所對應(yīng)的夾點(diǎn)位置在40℃處。

4.2 利用夾點(diǎn)原則分析氣分裝置的換熱網(wǎng)絡(luò)

公用工程冷卻器不應(yīng)在夾點(diǎn)之上，公用工程加熱器不應(yīng)在夾點(diǎn)之下，不應(yīng)有傳熱夾點(diǎn)的傳熱［6］，這是夾點(diǎn)技術(shù)的設(shè)計(jì)原則。根據(jù)該設(shè)計(jì)原則，首先檢查冷卻器是否安裝在夾點(diǎn)之上。由圖5可知，冷卻器安裝在物流5的溫度由55℃降至46℃時(shí)、物流6的溫度由51.6℃降至46℃時(shí)、物流7的溫度由91.5℃降至46℃時(shí)、物流8的溫度由48.7℃降至46℃時(shí)在夾點(diǎn)之上（氣體分餾裝置的物流參數(shù)見表5）。夾點(diǎn)之下沒有安裝公用工程加熱器，也不存在跨越夾點(diǎn)的傳熱。但夾點(diǎn)之上設(shè)置了公用工程冷卻器，違背了夾點(diǎn)技術(shù)的設(shè)計(jì)原則，造成了能量的浪費(fèi)。

4.3 氣體分餾裝置熱泵流程換熱網(wǎng)絡(luò)的優(yōu)化

在優(yōu)化氣分裝置的換熱網(wǎng)絡(luò)時(shí)，盡量使用原換熱器，在夾點(diǎn)之上不要安裝冷卻器，由于物流8的目標(biāo)溫度是45.7℃，而夾點(diǎn)溫度是46℃，溫差只有0.3℃，熱量很少，如果再加冷卻器，設(shè)備投資將會增加。所以，在實(shí)際生產(chǎn)過程中，可以讓其和熱物流換熱以達(dá)到目標(biāo)溫度。優(yōu)化改造后的換熱網(wǎng)絡(luò)見圖6。

優(yōu)化后換熱網(wǎng)絡(luò)的換熱器數(shù)和原換熱網(wǎng)絡(luò)相同。優(yōu)化后節(jié)省加熱公用工程量712.29kW，冷卻公用工程量712.29kW，且不增加任何設(shè)備。

5 結(jié)論

（1）通過PRO／II軟件的優(yōu)化分析，選擇了節(jié)能效果顯著的氣分裝置B型熱泵精餾系統(tǒng)，確定了熱泵精餾系統(tǒng)的最優(yōu)工藝參數(shù)。

（2）利用夾點(diǎn)技術(shù)優(yōu)化了氣分裝置的換熱網(wǎng)絡(luò)，在利用現(xiàn)有換熱器的條件下，達(dá)到了較好的節(jié)能效果。

［1］陸敏菲，馮霄.丙烯精餾塔熱泵流程的優(yōu)化［J］.石化技術(shù)與應(yīng)用，2007，25（5）：420－424.

［2］董碧軍，王煤，羅橙.熱泵精餾在氣體分餾裝置丙烯塔中的應(yīng)用分析［J］.化學(xué)工業(yè)與工程技術(shù)，2008，29（2）：58－60.

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［4］史立新.精餾系統(tǒng)節(jié)能技術(shù)分析［J］.沈陽化工，1986（3）：37－50.

［5］楊慧，陳礪，嚴(yán)宗誠，等.燃料乙醇萃取精餾工藝的有效能分析［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2010，38（8）：40－44.

［6］馮霄.化工節(jié)能原理與技術(shù)［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2009.

［7］朱玉琴，秦倩倩，卞雯，等.氣體分餾裝置的節(jié)能優(yōu)化［J］.石油與天然氣化工，2012，41（2）：243－245

Energy consumption analysis of heat pump drived distillation gas fractionation unit

Zhu Yuqin，Zhang Hairui
（Xi’an Shiyou University，Xi’an710065，China）

The energy－use state was analyzed on the heat pump process in a 0.6Mt／a light－ends unit with the process simulation software PRO／II.The pinch point technique was used to optimize the parameters of the heat－exchange system drived by heat－pump and the energy efficiency of some key equipment was also calculated.The majorization induced favorable energy saving effects and resulted in saving heating and cooling as high as 712.29kW and 712.29kW，respectively.

heat pump distillation，gas fractionation，exergy analysis，pinch point technique

TE683

A

10.3969／j.issn.1007－3426.2015.05.024

陜西省教育廳專項(xiàng)科研計(jì)劃項(xiàng)目資助“柴油深度脫硫無負(fù)載納米多金屬硫化物催化劑”（14JK1563）。

朱玉琴（1965－），女，工學(xué)博士，副教授，西安石油大學(xué)任教，主要從事化學(xué)工程與工藝的教學(xué)和研究工作。E－mail：zhuyq＠xsyu.edu.cn

2015－01－27；

2015－07－17編輯：鐘國利