天然氣脫硫工藝的動(dòng)態(tài)模擬與能耗分析

黃 超 戴一陽(yáng) 代長(zhǎng)春

1. 四川大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院, 四川 成都 610065;2. 四川鴻鵬新材料有限公司, 四川 遂寧 629300

0 前言

脫硫作為天然氣凈化過(guò)程中最重要的工藝環(huán)節(jié)之一,可以脫除天然氣中的酸性氣體(H2S和CO2),避免其對(duì)人體造成的傷害和對(duì)運(yùn)輸管道的腐蝕,并且可在一定程度上提升天然氣的熱值,而甲基二乙醇胺(MDEA)脫硫工藝是目前中國(guó)最常見(jiàn)的脫硫工藝[1-3]。中國(guó)學(xué)者對(duì)MDEA脫硫工藝優(yōu)化進(jìn)行了全面研究,涉及MDEA脫硫工藝參數(shù)優(yōu)化[4-5]、MDEA溶液發(fā)泡處理[6]和MDEA回收再利用[7]等,促使MDEA脫硫工藝成為了最成熟的脫硫工藝。而脫硫單元能耗依然占據(jù)了天然氣凈化裝置能耗的很大一部分。對(duì)于天然氣脫硫工藝的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行過(guò)程,有研究通過(guò)ProMax、HYSYS等專(zhuān)業(yè)軟件建立了能效模型,分析脫硫單元的運(yùn)行能耗,明確了其中主要的能耗設(shè)備,如胺液泵、再生塔重沸器、胺液冷卻器等[8-11]。但是,目前對(duì)于脫硫單元過(guò)渡態(tài)過(guò)程能耗分析的研究還很少。而過(guò)渡態(tài)過(guò)程作為動(dòng)態(tài)操作過(guò)程,受時(shí)間、環(huán)境以及操作人員經(jīng)驗(yàn)的影響,不確定性較強(qiáng),且過(guò)渡態(tài)過(guò)程中能耗的波動(dòng)較大,使設(shè)備無(wú)法正常運(yùn)行,影響設(shè)備的安全運(yùn)行和生產(chǎn)。

近年來(lái),過(guò)程動(dòng)態(tài)模擬技術(shù)[12-15]在化工裝置過(guò)渡態(tài)過(guò)程的研究中得到了越來(lái)越多的應(yīng)用[16-20]。本文針對(duì)某天然氣凈化廠的脫硫單元,應(yīng)用HYSYS軟件建立了脫硫動(dòng)態(tài)模型,并通過(guò)添加天然氣進(jìn)料狀態(tài)(流量、溫度)擾動(dòng),模擬脫硫單元的過(guò)渡態(tài)過(guò)程,分析天然氣脫硫單元總能耗在過(guò)渡態(tài)過(guò)程中的變化。

1 天然氣脫硫工藝

某天然氣凈化廠處理量為300×104m3/d,其脫硫單元采用MDEA化學(xué)吸收法,用質(zhì)量分?jǐn)?shù)50%的MDEA溶液脫除天然氣中H2S和CO2。某天然氣凈化廠脫硫單元工藝流程見(jiàn)圖1，進(jìn)料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 某天然氣凈化廠進(jìn)料參數(shù)表

酸性天然氣經(jīng)過(guò)濾分離器(SR-101)脫除攜帶的液體及固體顆粒,過(guò)濾后的酸性天然氣進(jìn)入一級(jí)吸收塔(C-101),塔內(nèi)設(shè)7層塔板,部分脫硫后的天然氣進(jìn)入水解部分脫除COS。氣體首先通過(guò)水解反應(yīng)器進(jìn)出料換熱器(E-109)與水解反應(yīng)器(R-101)出口氣體換熱升溫至124 ℃。換熱升溫后的氣體與升壓后的凝結(jié)水混合,然后進(jìn)入水解反應(yīng)器入口分離器(D-106)分離出攜帶的胺液及未汽化的水。分離了胺液并飽和了水蒸氣的天然氣由水解反應(yīng)預(yù)熱器(E-107)加熱至140 ℃,加熱后的天然氣進(jìn)入水解反應(yīng)器。離開(kāi)水解反應(yīng)器的氣體經(jīng)水解反應(yīng)器進(jìn)出料換熱器降溫至72.5 ℃后進(jìn)入水解反應(yīng)器出口空冷器,進(jìn)一步冷卻至50 ℃后進(jìn)入二級(jí)吸收塔(C-102),塔內(nèi)設(shè)11層塔板。脫硫后的天然氣分離出攜帶的胺液后進(jìn)入天然氣脫水單元。

兩級(jí)主吸收塔采用級(jí)間冷卻技術(shù),在第二級(jí)主吸收塔底部用中間胺液泵(P-106)抽出胺液,與半富胺液混合后進(jìn)入中間胺液冷卻器(E-105),冷卻至39 ℃后返回第一級(jí)主吸收塔頂部。從第一級(jí)主吸收塔底部出來(lái)的富胺液進(jìn)入富胺液透平減壓膨脹后進(jìn)入富胺液閃蒸罐(D-102),在罐內(nèi)閃蒸出所攜帶的輕烴,并在閃蒸氣吸收塔(C-103)中用補(bǔ)充胺液吸收閃蒸氣中可能攜帶的H2S。

閃蒸后的富胺液由罐底流出,與來(lái)自再生塔的貧胺液在貧富胺液換熱器(E-101)內(nèi)進(jìn)行換熱,升溫至105 ℃后進(jìn)入胺液再生塔(C-104),塔頂酸性水送往下游裝置。塔底再沸器(E-104)出來(lái)的高溫貧胺液經(jīng)貧胺液泵(P-102A/B)升壓后進(jìn)入貧富胺液換熱器,換熱降溫至70 ℃,然后進(jìn)入貧胺液空冷器(A-101)進(jìn)一步冷卻至55 ℃。冷卻后的貧胺液進(jìn)入貧胺液后冷器(E-106),冷卻至39 ℃后經(jīng)高壓貧胺液泵(P-101A/B)送入第二級(jí)主吸收塔。

2 脫硫單元的HYSYS軟件穩(wěn)態(tài)和動(dòng)態(tài)模擬

2.1 穩(wěn)態(tài)模擬

該凈化廠采用了MDEA脫硫工藝,為使模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)相符,在HYSYS軟件中選用Acid Gas-Chemical Solvent物性方法對(duì)天然氣脫硫單元進(jìn)行模擬。由實(shí)際設(shè)備參數(shù)及工藝說(shuō)明推導(dǎo),設(shè)置模擬參數(shù)初值。再通過(guò)模擬結(jié)果與實(shí)際裝置運(yùn)行數(shù)據(jù)的校正,確定關(guān)鍵設(shè)備參數(shù)設(shè)置，見(jiàn)表2。模擬得到主要設(shè)備穩(wěn)態(tài)模擬數(shù)據(jù)與工廠運(yùn)行數(shù)據(jù)比較結(jié)果見(jiàn)表3。

表2 脫硫單元主要設(shè)備操作參數(shù)表

表3 主要設(shè)備穩(wěn)態(tài)模擬數(shù)據(jù)與工廠運(yùn)行數(shù)據(jù)比較結(jié)果表

2.2 動(dòng)態(tài)模擬

通常而言,天然氣原料氣進(jìn)料流量會(huì)隨上游工藝處理情況變化而產(chǎn)生波動(dòng)。在實(shí)際操作過(guò)程中,若天然氣進(jìn)料流量改變,胺液循環(huán)量也隨之改變。天然氣進(jìn)料流量增加,會(huì)使重沸器蒸汽耗量變化,同時(shí)溶液循環(huán)泵負(fù)荷增加,公用工程的循環(huán)水、電力等工質(zhì)消耗量也會(huì)增大,脫硫單元總能耗增加。

天然氣進(jìn)料溫度改變對(duì)于脫硫單元而言,會(huì)直接影響吸收塔的溫度。在實(shí)際操作中,由于醇胺溶液吸收H2S速率極快,故溫度對(duì)H2S脫除率影響很小;醇胺與CO2反應(yīng)受動(dòng)力學(xué)控制,隨著反應(yīng)溫度升高,溶液黏度降低,擴(kuò)散系數(shù)增大,吸收速率常數(shù)也成正比增長(zhǎng)。由CO2、H2S吸收的熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析可得,當(dāng)溫度上升,雖然H2S的吸收量變化相對(duì)穩(wěn)定,但是CO2吸收量會(huì)增加,因此胺液循環(huán)量會(huì)增加,進(jìn)而影響脫硫單元總能耗。

將HYSYS軟件切換至動(dòng)態(tài)模式,根據(jù)脫硫單元實(shí)際控制方案,結(jié)合以上理論分析,在穩(wěn)態(tài)模型基礎(chǔ)上添加控制器,建立動(dòng)態(tài)模型，見(jiàn)圖2。主要控制點(diǎn)包括:一級(jí)吸收塔塔釜液位(LC-10305)、一級(jí)吸收塔進(jìn)料溫度(TC-10307)、二級(jí)吸收塔塔釜液位(LC-10509)、貧胺液進(jìn)料流量(FC-10503)、貧胺液進(jìn)料溫度(TC-10803)、再生塔塔頂回流罐液位(LC-11702)、富胺液閃蒸罐液位(LC-11110)、再生塔再沸器加熱蒸汽流量(FC-11403)。主要控制點(diǎn)比例積分微分(Proportion,Integral,Derivative,PID)控制參數(shù)見(jiàn)表4。

此外,在動(dòng)態(tài)模型時(shí)還需要設(shè)置設(shè)備的尺寸參數(shù)。其中,一級(jí)吸收塔塔徑2.35 m;二級(jí)吸收塔塔徑2.785 m;再生塔冷凝器回流罐(立式)直徑1.19 m,高度1.79 m,再生塔塔徑4.22 m。

為對(duì)建立的動(dòng)態(tài)模型進(jìn)行校驗(yàn),采集了裝置運(yùn)行波動(dòng)時(shí)的全程數(shù)字集散控制系統(tǒng)(DCS)真實(shí)歷史數(shù)據(jù)(采樣周期2 min,每個(gè)控制點(diǎn)采集10組數(shù)據(jù))。對(duì)天然氣脫硫單元中的一級(jí)吸收塔、二級(jí)吸收塔和再生塔添加擾動(dòng),與實(shí)際歷史數(shù)據(jù)比較,進(jìn)行動(dòng)態(tài)模型驗(yàn)證,結(jié)果見(jiàn)圖3。動(dòng)態(tài)模型得到的3個(gè)關(guān)鍵設(shè)備模擬數(shù)據(jù)與現(xiàn)場(chǎng)采集數(shù)據(jù)基本一致,模型準(zhǔn)確,可作為后續(xù)過(guò)渡態(tài)過(guò)程模擬的基礎(chǔ),并測(cè)試過(guò)渡態(tài)過(guò)程的能耗變化情況。

a)一級(jí)吸收塔a)Primary absorber

b)二級(jí)吸收塔b)Secondary absorber

c)再生塔c)Regeneration tower

3 過(guò)渡態(tài)過(guò)程的能耗分析

化工過(guò)程的能耗主要包括換熱器和泵的能耗,天然氣脫硫單元總能耗包括中間貧胺液冷卻器(E-105)能耗、再生塔重沸器(E-104)能耗、再生塔塔底貧胺液泵(P-102A/B)能耗、貧胺液泵(P-101A/B)能耗、中間胺液泵(P-106)能耗、水解反應(yīng)預(yù)熱器(E-107)能耗、再生塔冷凝器能耗(Q-100)和貧胺液后冷器(E-106)能耗。

天然氣脫硫單元?jiǎng)討B(tài)模型經(jīng)校驗(yàn)表明了其可靠性,在動(dòng)態(tài)模型基礎(chǔ)上,利用HYSYS軟件添加動(dòng)態(tài)擾動(dòng),模型過(guò)渡態(tài)過(guò)程,測(cè)試脫硫單元原料狀態(tài)(流量、溫度)波動(dòng)2組過(guò)渡態(tài)過(guò)程的能耗變化,并通過(guò)優(yōu)化控制參數(shù),縮短過(guò)渡態(tài)過(guò)程的時(shí)間以及減小能耗波動(dòng)。

3.1 原有PID控制參數(shù)能耗分析

利用表4的PID控制參數(shù),對(duì)吸收塔天然氣進(jìn)料添加進(jìn)料流量10%的擾動(dòng),脫硫單元能耗測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖4。

圖4 原有PID控制參數(shù)下天然氣進(jìn)料流量擾動(dòng)脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果圖Fig.4 Energy consumption test results of desulfurization unitwhen natural gas feed flow disturbed under originalPID control parameters

由圖4可知,天然氣進(jìn)料流量增加10%后,脫硫單元總能耗逐漸升高,經(jīng)過(guò)10 min后能耗穩(wěn)定,其能耗增加10.6%;天然氣進(jìn)料流量降低10%后,單元總能耗逐漸降低,經(jīng)過(guò)12 min后,能耗穩(wěn)定,其能耗降低13.3%。下面對(duì)脫硫單元中主要的能耗單元穩(wěn)定時(shí)的能耗進(jìn)行對(duì)比分析。

天然氣進(jìn)料流量擾動(dòng)主要能耗單元對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖5。

圖5 原有PID控制參數(shù)下天然氣進(jìn)料流量擾動(dòng)主要能耗單元能耗對(duì)比圖Fig.5 Energy consumption comparison results of mainenergy consumption units when natural gas feed flowdisturbed under original PID control parameters

進(jìn)料流量增加,再生塔冷凝器能耗和再生塔重沸器能耗增幅明顯，其余能耗單元變化幅度較??；而進(jìn)料流量降低后,再生塔重沸器和貧胺液后冷器能耗降低幅度最為明顯。

利用表4的PID控制參數(shù),對(duì)天然氣進(jìn)料添加進(jìn)料溫度10%的擾動(dòng),脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖6。

圖6 原有PID控制參數(shù)下天然氣進(jìn)料溫度擾動(dòng)脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果圖Fig.6 Energy consumption test results of desulfurization unitwhen natural gas feed temperature disturbedunder original PID control parameters

由圖6可知,天然氣進(jìn)料溫度升高10%后,脫硫單元總能耗逐漸增加,10 min后,能耗穩(wěn)定,其能耗增加2.3%;天然氣進(jìn)料溫度下降10%后,脫硫單元總能耗降低,10 min后能耗穩(wěn)定,其能耗降低4.4%。

對(duì)脫硫單元中主要能耗單元穩(wěn)定時(shí)的能耗進(jìn)行對(duì)比分析,見(jiàn)圖7。

圖7 原有PID控制參數(shù)下天然氣進(jìn)料溫度擾動(dòng)主要能耗單元能耗對(duì)比圖Fig.7 Energy consumption comparison of main energyconsumption units when natural gas feed temperaturedisturbed under original PID control parameters

由圖7可以看到，天然氣進(jìn)料溫度的改變對(duì)再生塔重沸器能耗影響比較明顯,對(duì)于其余單元的影響較小。

根據(jù)以上動(dòng)態(tài)模擬結(jié)果可知,對(duì)脫硫單元總能耗影響最大的是再生塔負(fù)荷單元。再生塔負(fù)荷與吸收塔效率息息相關(guān),在后續(xù)的控制方案中主要針對(duì)吸收塔相關(guān)控制參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

3.2 第一次調(diào)節(jié)PID控制參數(shù)后能耗分析

第一次調(diào)節(jié)后PID控制參數(shù)見(jiàn)表5,對(duì)天然氣進(jìn)料添加進(jìn)料流量10%的擾動(dòng),脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖8。

表5 第一次調(diào)節(jié)后PID控制參數(shù)表

圖8 第一次調(diào)節(jié)后天然氣進(jìn)料流量擾動(dòng)脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果圖Fig.8 Energy consumption test results of desulfurization unitwhen natural gas feed flow disturbed after the first adjustment

由圖8可知,天然氣進(jìn)料流量增加10%后,脫硫單元總能耗逐漸增加,9.5 min后能耗穩(wěn)定,其能耗增加6.2%;天然氣進(jìn)料流量降低10%后,脫硫單元總能耗逐漸降低,8 min后,能耗穩(wěn)定,其能耗降低8.95%。

利用表5的PID控制參數(shù),對(duì)天然氣進(jìn)料添加進(jìn)料溫度10%的擾動(dòng),脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖9。

圖9 第一次調(diào)節(jié)后天然氣進(jìn)料溫度擾動(dòng)脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果圖Fig.9 Energy consumption test results of desulfurization unitwhen natural gas feed temperature disturbedafter the first adjustment

由圖9可知,天然氣進(jìn)料溫度升高10%后,脫硫單元總能耗逐漸增加,9.5 min后能耗穩(wěn)定,其能耗增加2.1%;天然氣進(jìn)料溫度下降10%后,總能耗逐漸降低,8 min 后,能耗穩(wěn)定,其能耗降低5.6%。

3.3 第二次調(diào)節(jié)PID控制參數(shù)后能耗分析

第二次調(diào)節(jié)控制參數(shù)見(jiàn)表6,對(duì)天然氣進(jìn)料添加流量10%的擾動(dòng),脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖10。

表6 第二次調(diào)節(jié)后PID控制參數(shù)表

圖10 第二次調(diào)節(jié)后天然氣進(jìn)料流量擾動(dòng)脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果圖Fig.10 Energy consumption test results of desulfurization unitwhen natural gas feed flow disturbed after the second adjustment

由圖10可知,天然氣進(jìn)料流量增加10%后,脫硫單元總能耗逐漸增加,7.5 min后總能耗穩(wěn)定,其能耗增加4.1%;天然氣進(jìn)料流量降低10%后,總能耗逐漸降低,7 min 后能耗穩(wěn)定,其能耗降低9.81%。

利用表6的PID控制參數(shù),對(duì)天然氣進(jìn)料溫度添加10%的擾動(dòng),脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖11。

圖11 第二次調(diào)節(jié)后天然氣進(jìn)料溫度擾動(dòng)脫硫單元總能耗測(cè)試結(jié)果圖Fig.11 Energy consumption test results of desulfurization unit whennatural gas feed temperature disturbed after the second adjustment

由圖11可知,天然進(jìn)料溫度升高10%后,脫硫單元總能耗逐漸增加,8.5 min后能耗穩(wěn)定,其能耗增加1.98%;天然氣進(jìn)料溫度下降10%后,脫硫單元總能耗逐漸降低,8 min后能耗穩(wěn)定,其能耗降低8.72%。

4 結(jié)論

本文采用HYSYS軟件,建立天然氣脫硫單元的穩(wěn)態(tài)和動(dòng)態(tài)模型,并通過(guò)調(diào)整控制方案以及PID控制參數(shù),利用現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)核驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目煽啃?。利用HYSYS軟件對(duì)天然氣進(jìn)料狀態(tài)添加擾動(dòng),測(cè)試脫硫單元能耗波動(dòng)情況，并對(duì)PID控制參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,縮短能耗波動(dòng)時(shí)間以及降低能耗波動(dòng)。研究得出如下結(jié)論。

1)當(dāng)天然氣進(jìn)料流量、溫度發(fā)生波動(dòng)時(shí),脫硫單元總能耗均有較明顯的變化。這是因?yàn)楫?dāng)天然氣進(jìn)料流量、溫度變化時(shí),吸收塔和再生塔的負(fù)荷相應(yīng)變化;同時(shí)隨著進(jìn)料流量、溫度的變化,冷卻器以及泵等設(shè)備的能耗也相應(yīng)增加或者降低。尤其是當(dāng)進(jìn)料流量降低、進(jìn)料溫度下降時(shí),能耗波動(dòng)明顯,對(duì)脫硫單元運(yùn)行影響較大。因此,實(shí)際操作過(guò)程中,設(shè)備穩(wěn)定運(yùn)行的前提是進(jìn)料狀態(tài)的穩(wěn)定。

2)優(yōu)化PID控制參數(shù),能縮短過(guò)渡態(tài)過(guò)程能耗波動(dòng)時(shí)間以及減小系統(tǒng)的能耗波動(dòng),有利于系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。進(jìn)料流量波動(dòng)時(shí),最快能在7 min達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),溫度波動(dòng)時(shí),最快能在8 min達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

3)PID控制參數(shù)優(yōu)化后,天然氣進(jìn)料流量波動(dòng)時(shí),脫硫單元總能耗均有較明顯的波動(dòng),進(jìn)料流量增加10%和降低10%時(shí)能耗波動(dòng)分別為4.1%和9.81%。尤其是當(dāng)進(jìn)料流量降低時(shí),能耗波動(dòng)更明顯,對(duì)脫硫單元穩(wěn)定運(yùn)行有較明顯的影響。因此,在實(shí)際操作過(guò)程中,應(yīng)該控制好天然氣進(jìn)料流量,避免進(jìn)料流量波動(dòng)造成的能耗波動(dòng),對(duì)穩(wěn)定生產(chǎn)造成影響。

4)PID控制參數(shù)優(yōu)化后,天然氣進(jìn)料溫度升高時(shí),脫硫單元總能耗波動(dòng)較小,增加1.98%；當(dāng)進(jìn)料溫度降低時(shí),脫硫單元總能耗下降較快,且波動(dòng)較大,降低8.72%,對(duì)脫硫單元穩(wěn)定運(yùn)行有較大影響。因此,在實(shí)際操作過(guò)程中,應(yīng)該控制好天然氣進(jìn)料溫度,避免進(jìn)料溫度波動(dòng)造成的能耗波動(dòng),對(duì)穩(wěn)定生產(chǎn)造成影響。