天然氣脫硫工藝的動態(tài)模擬與能耗分析

黃 超 戴一陽 代長春

1. 四川大學化學工程學院, 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),避免其對人體造成的傷害和對運輸管道的腐蝕,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最常見的脫硫工藝[1-3]。中國學者對MDEA脫硫工藝優(yōu)化進行了全面研究,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。對于天然氣脫硫工藝的穩(wěn)態(tài)運行過程,有研究通過ProMax、HYSYS等專業(yè)軟件建立了能效模型,分析脫硫單元的運行能耗,明確了其中主要的能耗設備,如胺液泵、再生塔重沸器、胺液冷卻器等[8-11]。但是,目前對于脫硫單元過渡態(tài)過程能耗分析的研究還很少。而過渡態(tài)過程作為動態(tài)操作過程,受時間、環(huán)境以及操作人員經(jīng)驗的影響,不確定性較強,且過渡態(tài)過程中能耗的波動較大,使設備無法正常運行,影響設備的安全運行和生產(chǎn)。

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

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化學吸收法,用質(zhì)量分數(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圖1，進料參數(shù)見表1。

表1 某天然氣凈化廠進料參數(shù)表

酸性天然氣經(jīng)過濾分離器(SR-101)脫除攜帶的液體及固體顆粒,過濾后的酸性天然氣進入一級吸收塔(C-101),塔內(nèi)設7層塔板,部分脫硫后的天然氣進入水解部分脫除COS。氣體首先通過水解反應器進出料換熱器(E-109)與水解反應器(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,然后進入水解反應器入口分離器(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預熱器(E-107)加熱至140 ℃,加熱后的天然氣進入水解反應器。離開水解反應器的氣體經(jīng)水解反應器進出料換熱器降溫至72.5 ℃后進入水解反應器出口空冷器,進一步冷卻至50 ℃后進入二級吸收塔(C-102),塔內(nèi)設11層塔板。脫硫后的天然氣分離出攜帶的胺液后進入天然氣脫水單元。

兩級主吸收塔采用級間冷卻技術,在第二級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入中間胺液冷卻器(E-105),冷卻至39 ℃后返回第一級主吸收塔頂部。從第一級主吸收塔底部出來的富胺液進入富胺液透平減壓膨脹后進入富胺液閃蒸罐(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,與來自再生塔的貧胺液在貧富胺液換熱器(E-101)內(nèi)進行換熱,升溫至105 ℃后進入胺液再生塔(C-104),塔頂酸性水送往下游裝置。塔底再沸器(E-104)出來的高溫貧胺液經(jīng)貧胺液泵(P-102A/B)升壓后進入貧富胺液換熱器,換熱降溫至70 ℃,然后進入貧胺液空冷器(A-101)進一步冷卻至55 ℃。冷卻后的貧胺液進入貧胺液后冷器(E-106),冷卻至39 ℃后經(jīng)高壓貧胺液泵(P-101A/B)送入第二級主吸收塔。

2 脫硫單元的HYSYS軟件穩(wěn)態(tài)和動態(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)果與實際運行數(shù)據(jù)相符,在HYSYS軟件中選用Acid Gas-Chemical Solvent物性方法對天然氣脫硫單元進行模擬。由實際設備參數(shù)及工藝說明推導,設置模擬參數(shù)初值。再通過模擬結(jié)果與實際裝置運行數(shù)據(jù)的校正,確定關鍵設備參數(shù)設置，見表2。模擬得到主要設備穩(wěn)態(tài)模擬數(shù)據(jù)與工廠運行數(shù)據(jù)比較結(jié)果見表3。

表2 脫硫單元主要設備操作參數(shù)表

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

2.2 動態(tài)模擬

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

天然氣進料溫度改變對于脫硫單元而言,會直接影響吸收塔的溫度。在實際操作中,由于醇胺溶液吸收H2S速率極快,故溫度對H2S脫除率影響很小;醇胺與CO2反應受動力學控制,隨著反應溫度升高,溶液黏度降低,擴散系數(shù)增大,吸收速率常數(shù)也成正比增長。由CO2、H2S吸收的熱力學和動力學分析可得,當溫度上升,雖然H2S的吸收量變化相對穩(wěn)定,但是CO2吸收量會增加,因此胺液循環(huán)量會增加,進而影響脫硫單元總能耗。

將HYSYS軟件切換至動態(tài)模式,根據(jù)脫硫單元實際控制方案,結(jié)合以上理論分析,在穩(wěn)態(tài)模型基礎上添加控制器,建立動態(tài)模型，見圖2。主要控制點包括:一級吸收塔塔釜液位(LC-10305)、一級吸收塔進料溫度(TC-10307)、二級吸收塔塔釜液位(LC-10509)、貧胺液進料流量(FC-10503)、貧胺液進料溫度(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)。主要控制點比例積分微分(Proportion,Integral,Derivative,PID)控制參數(shù)見表4。

此外,在動態(tài)模型時還需要設置設備的尺寸參數(shù)。其中,一級吸收塔塔徑2.35 m;二級吸收塔塔徑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。

為對建立的動態(tài)模型進行校驗,采集了裝置運行波動時的全程數(shù)字集散控制系統(tǒng)(DCS)真實歷史數(shù)據(jù)(采樣周期2 min,每個控制點采集10組數(shù)據(jù))。對天然氣脫硫單元中的一級吸收塔、二級吸收塔和再生塔添加擾動,與實際歷史數(shù)據(jù)比較,進行動態(tài)模型驗證,結(jié)果見圖3。動態(tài)模型得到的3個關鍵設備模擬數(shù)據(jù)與現(xiàn)場采集數(shù)據(jù)基本一致,模型準確,可作為后續(xù)過渡態(tài)過程模擬的基礎,并測試過渡態(tài)過程的能耗變化情況。

a)一級吸收塔a)Primary absorber

b)二級吸收塔b)Secondary absorber

c)再生塔c)Regeneration tower

3 過渡態(tài)過程的能耗分析

化工過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、水解反應預熱器(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。

天然氣脫硫單元動態(tài)模型經(jīng)校驗表明了其可靠性,在動態(tài)模型基礎上,利用HYSYS軟件添加動態(tài)擾動,模型過渡態(tài)過程,測試脫硫單元原料狀態(tài)(流量、溫度)波動2組過渡態(tài)過程的能耗變化,并通過優(yōu)化控制參數(shù),縮短過渡態(tài)過程的時間以及減小能耗波動。

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),對吸收塔天然氣進料添加進料流量10%的擾動,脫硫單元能耗測試結(jié)果見圖4。

圖4 原有PID控制參數(shù)下天然氣進料流量擾動脫硫單元總能耗測試結(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,天然氣進料流量增加10%后,脫硫單元總能耗逐漸升高,經(jīng)過10 min后能耗穩(wěn)定,其能耗增加10.6%;天然氣進料流量降低10%后,單元總能耗逐漸降低,經(jīng)過12 min后,能耗穩(wěn)定,其能耗降低13.3%。下面對脫硫單元中主要的能耗單元穩(wěn)定時的能耗進行對比分析。

天然氣進料流量擾動主要能耗單元對比結(jié)果見圖5。

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

進料流量增加,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),對天然氣進料添加進料溫度10%的擾動,脫硫單元總能耗測試結(jié)果見圖6。

圖6 原有PID控制參數(shù)下天然氣進料溫度擾動脫硫單元總能耗測試結(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%。

對脫硫單元中主要能耗單元穩(wěn)定時的能耗進行對比分析,見圖7。

圖7 原有PID控制參數(shù)下天然氣進料溫度擾動主要能耗單元能耗對比圖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，天然氣進料溫度的改變對再生塔重沸器能耗影響比較明顯,對于其余單元的影響較小。

根據(jù)以上動態(tài)模擬結(jié)果可知,對脫硫單元總能耗影響最大的是再生塔負荷單元。再生塔負荷與吸收塔效率息息相關,在后續(xù)的控制方案中主要針對吸收塔相關控制參數(shù)進行優(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)見表5,對天然氣進料添加進料流量10%的擾動,脫硫單元總能耗測試結(jié)果見圖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)后天然氣進料流量擾動脫硫單元總能耗測試結(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),對天然氣進料添加進料溫度10%的擾動,脫硫單元總能耗測試結(jié)果見圖9。

圖9 第一次調(diào)節(jié)后天然氣進料溫度擾動脫硫單元總能耗測試結(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)見表6,對天然氣進料添加流量10%的擾動,脫硫單元總能耗測試結(jié)果見圖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)后天然氣進料流量擾動脫硫單元總能耗測試結(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),對天然氣進料溫度添加10%的擾動,脫硫單元總能耗測試結(jié)果見圖11。

圖11 第二次調(diào)節(jié)后天然氣進料溫度擾動脫硫單元總能耗測試結(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)和動態(tài)模型,并通過調(diào)整控制方案以及PID控制參數(shù),利用現(xiàn)場數(shù)據(jù)核驗模型的可靠性。利用HYSYS軟件對天然氣進料狀態(tài)添加擾動,測試脫硫單元能耗波動情況，并對PID控制參數(shù)進行優(yōu)化,縮短能耗波動時間以及降低能耗波動。研究得出如下結(jié)論。

1)當天然氣進料流量、溫度發(fā)生波動時,脫硫單元總能耗均有較明顯的變化。這是因為當天然氣進料流量、溫度變化時,吸收塔和再生塔的負荷相應變化;同時隨著進料流量、溫度的變化,冷卻器以及泵等設備的能耗也相應增加或者降低。尤其是當進料流量降低、進料溫度下降時,能耗波動明顯,對脫硫單元運行影響較大。因此,實際操作過程中,設備穩(wěn)定運行的前提是進料狀態(tài)的穩(wěn)定。

2)優(yōu)化PID控制參數(shù),能縮短過渡態(tài)過程能耗波動時間以及減小系統(tǒng)的能耗波動,有利于系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。進料流量波動時,最快能在7 min達到穩(wěn)定狀態(tài),溫度波動時,最快能在8 min達到穩(wěn)定狀態(tài)。

3)PID控制參數(shù)優(yōu)化后,天然氣進料流量波動時,脫硫單元總能耗均有較明顯的波動,進料流量增加10%和降低10%時能耗波動分別為4.1%和9.81%。尤其是當進料流量降低時,能耗波動更明顯,對脫硫單元穩(wěn)定運行有較明顯的影響。因此,在實際操作過程中,應該控制好天然氣進料流量,避免進料流量波動造成的能耗波動,對穩(wěn)定生產(chǎn)造成影響。

4)PID控制參數(shù)優(yōu)化后,天然氣進料溫度升高時,脫硫單元總能耗波動較小,增加1.98%；當進料溫度降低時,脫硫單元總能耗下降較快,且波動較大,降低8.72%,對脫硫單元穩(wěn)定運行有較大影響。因此,在實際操作過程中,應該控制好天然氣進料溫度,避免進料溫度波動造成的能耗波動,對穩(wěn)定生產(chǎn)造成影響。