聯(lián)產(chǎn)乙烷天然氣提氦工藝的經(jīng)濟性與適用性分析

周 軍，徐東陽，梁光川，王璿清，王 濤

（1.西南石油大學 石油與天然氣工程學院，四川 成都 610500；2.北京燃氣集團（天津）液化天然氣有限公司，天津 300450）

隨著前沿科學技術和經(jīng)濟的快速發(fā)展，世界對氦氣的需求量和消費量都在快速增長，氦氣緊缺的形式十分嚴重［1-2］。我國的氦氣資源分布廣泛，在西北、西南、東北以及華東地區(qū)的多個盆地均發(fā)現(xiàn)了有工業(yè)價值的富氦油氣藏，氦氣的勘探開發(fā)仍存在如對氦氣勘探程度不夠、勘探技術水平較低以及開發(fā)利用不夠高效等問題，為了解決制約我國各領域快速發(fā)展的瓶頸問題，迫切需要找到解決方案，要求科研人員盡快設計出高效的制造設備來幫助我國在有限的資源里生產(chǎn)更多的氦［3-4］。目前，國產(chǎn)氦氣資源多來源于天然氣分離提取，提氦方法主要包括常規(guī)天然氣提氦方法、非常規(guī)提氦方法、聯(lián)合法以及聯(lián)產(chǎn)法。其中，常規(guī)方法有吸附法、吸收法、擴散法、膜分離法、低溫冷凝法和水合物法6種［5-7］；非常規(guī)法包括BOG提氦法、合成氨法、空氣分餾法、鈾礦石法以及地熱水氣提氦法等；聯(lián)合法是將多種提氦方法搭配使用，從而提高氦氣回收率；聯(lián)產(chǎn)法則是將天然氣提氦與液化天然氣生產(chǎn)、氣體脫氮等單元集成的方法，在得到氦氣的同時生產(chǎn)其他副產(chǎn)品，達到降低成本以及提高整體經(jīng)濟效益的目的［8］。當前國內天然氣提氦技術不再采用單一的方法進行氦氣提取，僅運用膜分離法或深冷分離法從低含氦天然氣中提取氦氣成本消耗大，且氦氣收率低，同時使用膜分離法和深冷分離法可提高氦氣的提取效率，從而帶來更高的經(jīng)濟效益。Laguntsov等［9］研究了分離過程中膜的選擇性對提氦系統(tǒng)的總能耗的影響。吳興等［10］建立了基于深冷分離法和膜分離法從高含CO2天然氣中提氦的工藝模擬流程。丁天［11］提出了膜分離技術與變壓吸附工藝相結合的組合工藝，并應用在貧氦天然氣制備高濃度氦氣產(chǎn)品的研究方向。榮楊佳等［12］研究了天然氣輕烴回收與提氦聯(lián)產(chǎn)工藝，提出了自產(chǎn)冷劑制冷+膨脹制冷+冷箱集成換熱的直接換熱-閃蒸提氦聯(lián)產(chǎn)工藝。傳統(tǒng)的天然氣提氦深冷工藝存在著耗能大、投資高等問題，再加上提氦效率低、生產(chǎn)成本高，因此將多種提氦方法同深冷分離法聯(lián)合，并考慮多產(chǎn)品的聯(lián)產(chǎn)，可在很大程度上提高提氦的經(jīng)濟性，大幅降低能耗和設備投資費用［13-14］。

本工作通過聯(lián)合乙烷回收工藝與天然氣深冷-膜分離提氦工藝，建立了聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝，通過進行聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的經(jīng)濟與適用性分析驗證設計的可行性。

1 聯(lián)產(chǎn)乙烷的深冷-膜分離提氦工藝研究

1.1 深冷分離法提氦

在常規(guī)天然氣提氦方法的研究中，深冷分離法仍是目前天然氣提氦的主要方法。天然氣深冷分離法提氦工藝包括膨脹制冷氮氣循環(huán)制冷工藝與混合冷劑氮氣循環(huán)制冷工藝，而膨脹制冷氮氣循環(huán)制冷工藝可細分為前膨脹氮氣循環(huán)制冷提氦工藝與后膨脹氮氣循環(huán)制冷提氦工藝［15］。因此總共包括三種工藝，具體工藝流程見圖1。經(jīng)過預處理的天然氣進入天然氣深冷提氦裝置，經(jīng)過多級換熱制冷后進入兩級提氦得到粗氦，再進入后續(xù)的精制裝置。脫氦后天然氣通過膨脹機增壓端增壓、壓縮機增壓后再進入外輸管網(wǎng)。粗氦回收率可作為裝置運行的經(jīng)濟指標。

圖1 三種深冷提氦工藝流程Fig.1 Flow of three cryogenic helium extraction processes.

1.2 深冷-膜分離法提氦

我國天然氣深冷分離提氦的產(chǎn)品濃度遠遠達不到純氦要求，單靠深冷分離法難以實現(xiàn)提氦過程的節(jié)能降耗［16］。于是可通過聯(lián)合深冷分離法與膜分離法提氦工藝，建立天然氣深冷-膜分離提氦工藝。其中，有機高分子膜由于成本低近年來被廣泛應用于工業(yè)化的氣體分離中［17］。本工作選用Poly膜，該膜具有較高的選擇性，可分離出大部分的氮和甲烷以及部分氫［18］。針對膜分離與深冷分離的前后順序，天然氣深冷-膜分離提氦工藝有兩種流程，一是深冷前膜分離進行原料氣預濃縮，二是深冷后膜分離進行粗氦提純。由于甲烷的臨界溫度為-83 ℃，乙烷的臨界溫度為9.6 ℃，均高于提氦塔一塔的進料溫度，若是深冷前利用膜分離對原料氣預濃縮，會滲透出大部分乙烷，導致乙烷回收率不高，因此本工作考慮采用深冷后膜分離，深冷分離出粗氦，膜分離模塊用于粗氦提純。

1.3 聯(lián)產(chǎn)乙烷的深冷-膜分離提氦工藝

國內外應用較為廣泛的典型乙烷回收工藝主要是液體過冷工藝（LSP）、氣體過冷工藝（GSP）、部分干氣再循環(huán)工藝（RSV）和部分干氣富集循環(huán)工藝（RSVE）［19］。乙烷回收率可作為衡量乙烷回收裝置回收能力、評估裝置運行經(jīng)濟成本的指標。根據(jù)四種乙烷回收工藝模擬情況，計算乙烷回收率，將工藝的裝置綜合能耗、單位綜合能耗進行對比，結果如圖2所示。從圖2可看出，RSV乙烷回收率最高，其次是GSP，LSP最低。本工作在考慮進行聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝流程的建立時采用RSV與天然氣提氦工藝結合。

圖2 四種乙烷回收工藝的能耗Fig.2 Energy consumption of four ethane recovery processes.

2 提氦工藝設計

2.1 原料氣處理

采用深冷分離法提氦需將原料氣進行脫碳脫水處理，化學物理溶劑法中的醇胺法作為化學反應法的代表，凈化度高，既可完全脫除CO2，也可選擇性脫除H2S，烴吸收少，工業(yè)經(jīng)驗十分豐富，因此本工作采用醇胺法進行脫碳。由于本工藝以提取天然氣中的氦氣為主要目的，提氦工藝要求水的露點較低，運行的最低溫度可達-180 ℃，故而選用具有吸附選擇性的分子篩，在吸附的同時可脫除酸性氣體，且不易受到液態(tài)水的損害。處理后氣體參數(shù)如表1所示。

表1 處理后的氣體參數(shù)Table 1 Parameters of treated gas

2.2 提氦工藝流程與模擬

將RSV與天然氣深冷-膜分離提氦工藝進行結合，得到聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝，流程如圖3所示。由圖3可知，原料氣經(jīng)預冷分離后分為兩個部分，一部分與脫甲烷塔塔頂氣換熱過冷，進入脫甲烷塔；另一部分則經(jīng)過膨脹機膨脹制冷后，進入脫甲烷塔上部。脫甲烷塔塔頂出來的氣體，經(jīng)過冷換熱器進入提氦塔一塔，此時塔頂流股經(jīng)過氮氣循環(huán)制冷的換熱器后，進入提氦塔二塔，提取粗氦；塔底流股分為兩部分，一部分經(jīng)過膨脹機膨脹制冷為過冷換熱器提供冷量，另一部分與提氦塔二塔底部出來的物流一起進入過冷換熱器回收冷量，然后經(jīng)外輸壓縮機增壓進入輸氣干線。粗氦返回換熱器復熱，然后進入二級膜分離器進行精制，最終得到精氦。

圖3 聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝流程Fig.3 Cryogenic-membrane separation process for helium extraction from natural gas with copreparation of ethane.

根據(jù)表1中處理后的原料氣參數(shù)，對建立的聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝流程進行模擬計算，Poly膜總面積為5 m2，工藝模擬的結果匯總如表2所示。由表2可知，提氦塔二塔出來的粗氦濃度為66.77%（x），膜分離后精氦濃度為99.6%（x）。本工作可同時提取出高濃度的氦氣與乙烷，且回收率均不低于90%，基本滿足了工藝設計要求。

表2 工藝模擬結果Table 2 Process simulation result

3 經(jīng)濟與適用性分析

本工作針對聯(lián)產(chǎn)乙烷與RSV進行天然氣深冷-膜分離提氦工藝對比，擬定兩個工況在相同條件下運行：1）工況Ⅰ，采用RSV進行乙烷回收后，將脫甲烷塔塔頂物流作為原料氣進入天然氣深冷-膜分離提氦工藝進行精氦制取。2）工況Ⅱ，采用聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝進行乙烷回收和提氦。

3.1 經(jīng)濟性分析

將工況Ⅰ與工況Ⅱ在相同操作參數(shù)條件下進行流程模擬，所得數(shù)據(jù)見圖4。由圖4可知，兩個工況的乙烷回收率、二塔粗氦濃度、精氦濃度和精氦回收率基本一致。

圖4 工況Ⅰ和工況Ⅱ流程模擬數(shù)據(jù)對比Fig.4 Comparison of process simulation data in working condition Ⅰ and Ⅱ.

表3為工況Ⅰ和工況Ⅱ的設備能耗對比。由表3可知，工況Ⅱ的總壓縮能耗比工況Ⅰ的總壓縮能耗約低23.10%，綜合能耗比工況Ⅰ的綜合能耗約低20.40%，單位綜合能耗比工況Ⅰ的單位綜合能耗約低20.45%。在總壓縮機能耗、塔能耗以及單位綜合能耗方面，與工況Ⅰ相比，工況Ⅱ具有明顯 的節(jié)能優(yōu)勢。

表3 工況Ⅰ和工況Ⅱ的設備能耗對比Table 3 Comparison of energy consumption of equipment under working condition Ⅰ and Ⅱ

3.2 適用性分析

3.2.1 原料氣乙烷含量波動對工藝流程的影響

為了研究原料氣氣質組成對聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的影響，在某天然氣處理廠基礎上進行調整，選取三組相同工況的氣質進行模擬對比與分析，三組原料氣的組成如表4所示。

表4 原料氣氣質組成Table 4 Feed gas composition

對原料氣中乙烷含量的適用性比較主要從乙烷及氦產(chǎn)品的回收率和主體裝置單位綜合能耗兩方面進行衡量。不同氣質的主體裝置單位綜合能耗對比如圖5（a）所示，不同氣質的產(chǎn)品回收率對比如圖5（b）所示。由圖5（a）可知，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝對原料氣乙烷含量的變化表現(xiàn)出較好的適用性。當原料氣中甲烷含量增加，乙烷及以上組分含量減少時，主體裝置單位綜合能耗減少，這是因為隨著乙烷及以上組分含量的減少，脫甲烷塔塔底再沸器負荷減少，回收量隨之減少，進入提氦單元的物流量增多，尾氣壓縮機能耗增大。由圖5（b）可知，氣質組別從第Ⅰ組變化到第Ⅲ組時，乙烷回收率逐漸增加，但都能使乙烷回收率保持在85%以上，但上述組分含量的變化對二塔粗氦含量及精氦回收率基本無影響。綜上所述，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝對原料氣乙烷含量的變化有較好的適用性。

圖5 乙烷含量波動的影響Fig.5 Effects of fluctuating ethane content.

3.2.2 原料氣含氦量波動對工藝流程的影響

我國原料氣的含氦量不超過2%（x）。為了研究原料氣中氦氣含量對聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的影響，選取原料氣的含氦量在0.05%～2.00%（x）進行研究，共設11組原料氣， 經(jīng)脫碳脫水處理后的氣質組成如表5所示。

表5 原料氣氣質組成Table 5 Composition of feed gas

在其他操作參數(shù)不變的情況下進行工藝模擬，原料氣含氦量對產(chǎn)品回收率和產(chǎn)量的影響見圖6。由圖6（a）可知，當原料氣含氦量在0.05%～2.00%（x）之間波動時，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝提取的乙烷回收率在88%以上，二塔粗氦回收率在99.9%以上，精氦回收率在99.99%以上。而且隨著原料氣含氦量的增大，乙烷回收率逐漸降低，二塔粗氦回收率略有下降，精氦回收率增加。由圖6（b）可知，隨著原料氣含氦量的增大，精氦產(chǎn)量呈線性增長，乙烷產(chǎn)量降低。因此，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝可有效地提取天然氣中的乙烷與氦氣。

圖6 原料氣含氦量的影響Fig.6 Effect of helium content of feed gas.

3.2.3 原料氣含氮量波動對工藝流程的影響

天然氣中含氮量的變化波動很大，為研究原料氣中含氮量對聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的影響，本節(jié)選取原料氣的含氮量在0.50%～35.00%（x）間進行研究，共設10組原料氣，經(jīng)脫碳脫水處理后的氣質組成如表6所示。

表6 原料氣氣質組成Table 6 Composition of feed material gas

在流程其他操作參數(shù)不變的情況下，進行工藝模擬，原料氣含氮量對提取產(chǎn)品回收率和產(chǎn)品產(chǎn)量的影響如圖7所示。由于只改變了原料氣的含氮量，含氦量恒定為0.08%（x），因此最后的精氦產(chǎn)量可保持在3.934 kmol/h。由圖7（a）已知，當原料氣含氮量在0.50%～35.00%（x）之間波動時，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝提取的產(chǎn)品回收率均降低，乙烷回收率保持在86.00%以上。當原料氣含氮量在0.50%～15.00%（x）之間波動時，二塔粗氦回收率在99.9%以上，精氦回收率在99.99%以上。由圖7（b）可知，隨著原料氣含氮量的增大，乙烷產(chǎn)量降低，當含氮量大于15.00%（x）后，乙烷產(chǎn)量明顯降低。因此，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝在一定的含氮量下可有效運行，當含氮量大于15.00%（x）時，裝置的回收乙烷能力及提氦能力減弱，此時需要在進入工藝前先進行脫氮。

圖7 原料氣含氮量的影響Fig.7 Effect of nitrogen content of feed gas.

3.2.4 原料氣處理量對工藝流程的影響

聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的原料氣處理量為278×104m3/d，為研究本工藝的原料氣處理量的適用性，選擇（50，100，200，300，400，500）×104m3的原料氣來模擬建立的聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的適應能力，主要比較乙烷及氦產(chǎn)品的回收率。不同處理量下的工藝模擬結果如圖8所示。由圖8可知，當原料氣處理量不斷增加，不改變其他參數(shù)時，聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的乙烷回收率及精氦回收率不斷減少，但乙烷回收率保持在88.90%以上，精氦回收率保持在99.99%以上。因此，建立的聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝對原料氣處理量的適用性較強。

圖8 工藝處理能力對提取產(chǎn)品回收率的影響Fig.8 Effect of processing capacity on recovery of extracted products.

4 結論

1）考慮了聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝與天然氣提氦工藝、乙烷回收工藝的能耗對比，對聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝進行了經(jīng)濟性分析；同時基于實際運行中原料氣無時無刻地在波動，對聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝進行了適用性分析。

2）在相同操作條件下，通過流程模擬，采用聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝的總壓縮能耗、綜合能耗及單位綜合能耗均比采用RSV低20%以上。聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝相比于天然氣提氦工藝與乙烷回收工藝，不僅可進行多產(chǎn)品的回收，還可進行換熱器的集成，實現(xiàn)了節(jié)能降耗。

3）開展了天然氣乙烷含量、含氦量、含氮量以及處理量的變化對聯(lián)產(chǎn)乙烷的天然氣深冷-膜分離提氦工藝流程的影響分析。結果表明，乙烷含量（x）在3.57%～5.96%、含氦量（x）在0.05%～2.00%、處理量在（50～500）×104m3/d之間波動時，本工藝都有較好的適用性；當含氮量小于15.00%（x）時，工藝有很好的產(chǎn)品回收率，但當含氮量大于15.00%（x）時，裝置的回收乙烷能力及提氦能力減弱，此時需要在進入本工藝前進行脫氮或者考慮采用其他的提氦方法。