單塔塔頂循環(huán)丙烷回收工藝特性與能耗評價

張偉哲 （大慶油田有限責(zé)任公司第一采油廠）

隨著工業(yè)化進程的不斷提升，市場對于丙烷及丙烷以上的輕烴需求量越來越大，因此在天然氣生產(chǎn)過程中的丙烷回收工藝受到各油田的關(guān)注[1-2]。對丙烷實施回收，不僅可以降低非密閉流程中3%～5%的油氣損耗，提高天然氣的綜合利用水平，還能降低天然氣在儲配和運輸中的風(fēng)險。

丙烷回收工藝按原理可分為吸附法、油吸收法和冷凝分離法等[3]，其中冷凝分離法是目前國內(nèi)陸上油田應(yīng)用最為廣泛的回收手段。重接觸塔（DHX） 回收流程作為冷凝分離法的代表工藝[4-6]，具有冷量利用合理、脫乙烷塔塔頂回流穩(wěn)定等優(yōu)點，但在實際應(yīng)用中，DHX 塔底流出的液烴回流至脫乙烷塔，導(dǎo)致塔頂氣中含有大量丙烷，不僅影響產(chǎn)品回收率，還存在系統(tǒng)熱集成不合理和能耗持續(xù)偏高等問題[7]。單塔塔頂循環(huán)丙烷回收（SCORE）工藝是Orloff 公司在2000 年左右提出的DHX 回收流程的增強版，目前國內(nèi)僅有英買凝析氣田的丙烷回收采用該工藝[8]。

為發(fā)揮SCORE 工藝的優(yōu)勢，推動該工藝在國內(nèi)天然氣凝液處理中的應(yīng)用范圍，有必要分析脫乙烷塔塔壓、側(cè)線抽出液相流量、塔頂回流比、原料氣分流比等參數(shù)變化對丙烷收率和總能耗的影響，研究工藝對不同氣質(zhì)組分的適應(yīng)程度，以期為能耗的進一步降低提供實際參考。

1 SCORE 工藝簡介

1.1 工藝流程

DHX 回收流程中的重接觸塔和脫乙烷塔可以看成一個帶上部側(cè)線回流的復(fù)合塔，因此將重接觸塔堆疊在脫乙烷塔上方，取消重接觸塔，一方面可減少占地面積200～300 m2，優(yōu)化工藝布局，另一方面可減少該工藝的風(fēng)險點數(shù)量。通過不斷調(diào)整氣液相抽出量，形成單塔流程。

SCORE 工藝流程：原料氣先經(jīng)過預(yù)冷冷箱降溫后，進入低溫分離器；低溫分離器頂部氣相進入膨脹機降壓后，打入脫乙烷塔上部，為塔內(nèi)提供冷量；低溫分離器分離出的液相經(jīng)預(yù)冷冷箱升溫后，進入脫乙烷塔下部；脫乙烷塔塔頂氣與側(cè)線抽出氣相換熱后，一部分作為脫乙烷塔回流形成一個循環(huán)，另一部分進入預(yù)冷冷箱為原料氣提供冷量后，先后通過同軸膨脹機的壓縮端、外輸壓縮機升壓后外輸；脫乙烷塔下部作為分餾段，側(cè)線抽出液相經(jīng)預(yù)冷冷箱復(fù)熱后回流至脫乙烷塔下部；脫乙烷塔塔底液烴流入液化氣塔，實現(xiàn)LPG 和穩(wěn)定輕烴產(chǎn)品的穩(wěn)定輸出。

1.2 工藝特點

SCORE 工藝具有如下特點：一是采用單塔設(shè)備即可實現(xiàn)以前的雙塔效果，對于降低工藝投資具有重要意義。二是側(cè)線抽出氣相的回流可分為兩股，一股作為塔頂回流，可增加塔內(nèi)重組分的冷凝量，提高丙烷收率；另一股可作為塔內(nèi)上部吸收段的進料，為側(cè)線采出氣相提供物流，保證塔內(nèi)氣液平衡。三是側(cè)線抽出液相可為原料氣提供冷量，既回收了塔內(nèi)冷量，又增加了冷箱的熱集成度，換熱結(jié)構(gòu)較為穩(wěn)定。四是原料氣在預(yù)冷冷箱中的換熱工藝采用分流順序換熱，一股原料氣的預(yù)冷冷量來自脫乙烷塔頂氣；另一股原料氣的預(yù)冷冷量來自低溫分離器液相和側(cè)線抽出液相，通過調(diào)整原料氣分流比，可以很好得控制低溫分離器溫度和丙烷收率，也可大幅降低塔底重沸器能耗。從以上分析可知，該工藝適合原料氣和外輸氣壓力均較高，無壓差可用的工況。

2 丙烷回收率及總能耗的影響因素

以某待改造站場為例，通過HYSYS 軟件實現(xiàn)SCORE 工藝建模。狀態(tài)方程采用PR 方程[9-10]，膨脹機等熵效率75%，壓縮機絕熱效率75%，考察不同因素變化對丙烷收率及能耗的影響。其中，原料氣壓力6 MPa，溫度30 ℃，實際體積流量1×104m3/h，要求外輸干氣壓力6 MPa。原料氣的摩爾組成見表1，C2+以上的摩爾含量為8.41%，具有較高的凝液回收價值。

表1 原料氣摩爾組成Tab.1 Molar composition of raw gas%

2.1 脫乙烷塔塔壓

對于SCORE 工藝，諸多物流在脫乙烷塔內(nèi)實現(xiàn)閃蒸和氣液平衡，因此脫乙烷塔塔壓對于各項指標(biāo)的影響極為敏感。保持塔頂和塔底的壓差為100 kPa，以3.0 MPa 為起始壓力，脫乙烷塔塔壓與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線見圖1。

圖1 脫乙烷塔塔壓與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線Fig.1 Relationship curves between deethylene tower pressure and propane yield and total energy consumption

隨著脫乙烷塔塔壓的升高，膨脹機的膨脹比減小，低溫分離器分離出的氣相流溫度升高，可攜帶的冷量減少，降低了塔內(nèi)精餾效果，丙烷收率下降。同時塔壓升高，在外輸壓力不變的前提下，外輸壓縮機的能耗大幅降低，且塔頂溫度升高，兩條抽出側(cè)線的溫度也升高，降低了塔底重沸器能耗，總能耗有所下降。但不同塔壓范圍內(nèi)，丙烷收率和總能耗的下降幅度有所不同，微小的壓力波動均會導(dǎo)致各項指標(biāo)的劇烈變化。 脫乙烷塔塔壓3.0～3.3 MPa，丙烷收率在95%以上，而總能耗大幅下降；脫乙烷塔塔壓3.3～3.5 MPa，丙烷收率大幅下降，而總能耗降幅很小；在脫乙烷塔塔壓增加至3.6 MPa 以上時，塔內(nèi)精餾效果急劇下降，已無法滿足產(chǎn)品品質(zhì)的要求。綜合考慮塔壓對丙烷收率和總能耗的影響，推薦塔壓在3.0～3.3 MPa 下運行為較優(yōu)工況。

2.2 側(cè)線抽出液相流量

液相從第9 塊塔板抽出，從第10 塊塔板回流，側(cè)線抽出液相流量參數(shù)主要影響低溫分離器溫度和重沸器能耗。在滿足預(yù)冷冷箱最小傳熱溫差大于3 ℃的條件下，以3 000 kmol/h 為起始流量，側(cè)線抽出液相流量與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線見圖2。

隨著側(cè)線抽出液相流量的增加，丙烷收率先小幅增加后快速下降。側(cè)線抽出液相流量對總能耗的影響較大，主要體現(xiàn)在冷量回收量增大，降低了塔底重沸器中公用工程的加熱負荷，也降低了外部制冷劑循環(huán)負荷，總能耗持續(xù)下降。綜合考慮側(cè)線抽出液相流量對丙烷回收率和總能耗的影響，推薦側(cè)線抽出液相流量在3 200～3 400 kmol/h 下運行為較優(yōu)工況。

2.3 塔頂回流比

側(cè)線抽出氣相流量在進入塔頂回流罐后實施了分流，吸收段和精餾段的液相回流直接影響塔內(nèi)丙烷收率，因此側(cè)線抽出氣量和回流比（回流量與回流罐中液相流量的比值）的關(guān)系較為緊密。以0.4為起始回流比，塔頂回流比與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線見圖3。隨著塔頂回流比的增加，丙烷收率先增大后減小，不同側(cè)線抽出氣量下存在最佳回流比。側(cè)線抽出氣相流量越多，脫乙烷塔吸收段的冷凝效果越好，丙烷收率越高，且在滿足塔內(nèi)所需冷量的基礎(chǔ)上，增大抽出氣量可降低塔頂最佳回流比，用于補充氣相抽出。

圖3 塔頂回流比與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線Fig.3 Relationship curves between top reflux ratio and propane yield and total energy consumption

隨著塔頂回流比的增加，總能耗基本呈先增加后減小趨勢，塔頂回流比影響各塔板溫度分布、閃蒸、氣液平衡及分離效果，側(cè)線抽出氣量越大，回流泵的輸出功率越大，總能耗越高。綜合考慮塔頂回流比對丙烷收率和總能耗的影響，推薦側(cè)線抽出氣相流量在5 000 kmol/h，塔頂回流比為0.4～0.6 時運行為較優(yōu)工況。

2.4 原料氣分流比

通過調(diào)節(jié)原料氣分流比，可以控制原料氣預(yù)冷溫度，進而控制低溫分離器冷凝效果。在不超過外輸干氣提供冷量的基礎(chǔ)上，以0.7 為起始分流比，原料氣分流比與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線見圖4。隨著原料氣分流比的增加，丙烷收率和總能耗表現(xiàn)為相同的變化趨勢，均先快速增大，后保持穩(wěn)定。分流比越大，原料氣預(yù)冷溫度越低，進入脫甲烷塔內(nèi)的氣相溫度也越低，有利于塔內(nèi)重組分分離，丙烷收率上升；同時，可用于給低溫分離器液相和側(cè)線抽出液相換熱的原料氣量減少，導(dǎo)致兩股液相換熱后溫度降低，脫乙烷塔重沸器的能耗升高。在冷箱最小溫差大于3 ℃的約束條件下，當(dāng)分流比增加到一定程度后，用于給預(yù)冷冷箱提供冷源的外輸干氣流量是有限的，丙烷收率和總能耗無法持續(xù)增大。綜合考慮原料氣分流比對丙烷收率和總能耗的影響，分流比應(yīng)保持在0.78 以上，并根據(jù)氣質(zhì)組分的貧富進行優(yōu)化調(diào)整。

圖4 原料氣分流比與丙烷收率、總能耗的關(guān)系曲線Fig.4 Relationship curves between raw gas split ratio and propane yield and total energy consumption

3 原料氣組成對SCORE工藝能耗的影響

考慮到現(xiàn)場工況中氣藏氣或伴生氣的組成可隨時間變化，在表1 的基礎(chǔ)上，選取4 組GPM 值（每千標(biāo)準(zhǔn)立方英尺氣體中可回收的液烴體積，GPM 值越大，表示氣質(zhì)越富） 為1.53～7.73 的不同原料氣（表2），在原料氣溫度、壓力不變，外輸干氣壓力不變條件下，分析不同原料氣組成對SCORE 流程關(guān)鍵參數(shù)和總能耗的影響，結(jié)果見表3。在丙烷收率基本維持在96%的工況下，氣質(zhì)越富，雖然塔頂回流比越大，脫乙烷塔塔頂溫度越高，但側(cè)線抽出液相和側(cè)線抽出氣相的流量也在減少，最終導(dǎo)致脫乙烷塔和脫丁烷塔的重沸器能耗大幅降低，工藝總能耗呈降低趨勢?？梢奡CORE 工藝對不同原料氣組成的適應(yīng)性較好。

表2 不同原料氣的摩爾組成Tab.2 Molar composition of different raw gases

表3 不同原料氣條件下的流程模擬結(jié)果Tab.3 Process simulation results under different raw gas conditions

從表3 中可知，超富氣中低溫分離器的溫度較低，該溫度主要由較大的原料氣分流比控制，一方面不利于降低脫乙烷塔重沸器能耗，另一方面對于低溫分離的耐低溫水平也有較高要求。油田伴生氣在開發(fā)后期多屬于富氣或超富氣，故考慮對于較富的氣質(zhì)增加外部循環(huán)制冷流程。在滿足流程冷量需求的前提下，可取消側(cè)線抽出液相流股（改進流程一）或取消低溫分離器分離液相換熱過程（改進流程二），提高流程的熱集成度。以超富氣為例，不同改進流程的能耗情況見表4。換熱方式改進后，原料氣分流比有所下降，低溫分離器溫度上升，側(cè)線抽出氣量有不同程度的上升，工藝總能耗大幅下降。其中，改進流程一和改進流程二的能耗下降幅度分別為9.56%和6.04%，改進流程一的效果更好，這與原料氣分流比減小，降低了重沸器能耗和外部循環(huán)制冷能耗有關(guān)。

表4 不同改進流程的能耗情況Tab.4 Energy consumption of different improvement processes

4 結(jié)論

針對常規(guī)DHX 丙烷回收流程能耗較高、對不同氣質(zhì)適應(yīng)性較差的問題，通過HYSYS 軟件建立SCORE 工藝模擬流程，研究了不同因素下的丙烷收率和工藝總能耗，得到如下結(jié)論：

1）脫乙烷塔塔壓與丙烷收率呈反相關(guān)，原料氣分流比和側(cè)線抽出氣相流量與丙烷收率呈正相關(guān)，側(cè)線抽出液相流量和塔頂回流比存在最佳丙烷收率對應(yīng)的數(shù)值。

2）脫乙烷塔塔壓、側(cè)線抽出液相流量與工藝總能耗呈反相關(guān)，原料氣分流比和側(cè)線抽出氣相流量與丙烷收率呈正相關(guān)，塔頂回流比存在最大總能耗對應(yīng)的數(shù)值。

3）對氣質(zhì)較富的原料氣，可考慮在增加外部循環(huán)制冷流程的前提下，取消側(cè)線抽出液相流股，降低總體能耗水平；SCORE 工藝流程與DHX 工藝相比，采用單塔流程，節(jié)省了設(shè)備占地空間，降低了熱能和動能損失，可以在其他區(qū)塊推廣使用。

4）模擬結(jié)果表明，在貧氣工況下，脫乙烷塔壓在3.0～3.3 MPa 下運行為較優(yōu)工況，側(cè)線抽出液相流量在3 200～3 400 kmol/h 運行為較優(yōu)工況，側(cè)線抽出氣相流量在5 000 kmol/h，塔頂回流比為0.4～0.6 時運行為較優(yōu)工況，分流比應(yīng)保持在0.78以上；當(dāng)原料氣組分較富時，可考慮在增加外部循環(huán)制冷流程的前提下，取消側(cè)線抽出液相流股，降低總體能耗水平。