PSA變壓吸附裝置技術優化

姜偉波

(中國石油化工股份有限公司勝利油田分公司石油化工總廠，山東 東營 257000)

1 PSA變壓吸附系統

1.1 裝置概況

勝利油田分公司石油化工總廠(以下簡稱勝利石化)制氫裝置于1990年竣工投產，原設計能力為5000m3/h工業氫，以天然氣為原料，由蘭州石油化工設計院設計，1997年改為以輕烴為原料。后因用氫量增加，于2000年由齊魯石油化工設計院完成擴能改造設計，制氫能力擴大到6500m3/h，其中轉化爐管新增加12根至總數44根，原料由輕烴改為石腦油。2003年，隨著成品油質量升級要求，勝利石化對原有的30×104t/a催化加氫精制裝置進行改擴建為50×104t/a，加氫精制的能力擴大，原有氫氣產量再次成為成品油質量升級的瓶頸。根據全廠氫氣平衡的結果，將制氫裝置擴能改造為9200m3/h，原料改為包括加氫干氣、焦化干氣和催化干氣在內的混合干氣。

目前的制氫裝置由洛陽石油化工設計院于2003年2月完成詳細改造設計。利用2003年7月大檢修期間完成改造，于同年10月投產。

PSA單元由上海華西化工科技有限公司于2013年11月由原8-3-3、7-3-3、6-2-3、5-2-3、4-1-2流程升級改造為8-1-3、7-1-2、6-1-2、5-1-2、4-1-1，以提高裝置氫氣產量和裝置運行性能。

1.2 工藝流程

工藝流程簡圖由圖1示出。

圖1 工藝流程簡圖

壓力約1.3MPa、40℃的原料氣自中變來，經氣液分離器V0101分離掉液體組份后進入吸附塔(T0101A～D-1～2)中處于吸附工況的某一臺吸附塔，在多種吸附劑組成的復合吸附床的依次選擇吸附下，一次性除去除氫氣以外的所有雜質，雜質組份被吸附在吸附劑上，在吸附塔的塔頂出口端直接獲得大于99.9%的弱吸附組份氫氣，然后經過吸附壓力調節閥PV152后送至氫氣緩沖罐，再經過一個調節閥后送出界區。

PSA單元除送出產品氫外，還產生逆放解吸氣和沖洗解吸氣。逆放解吸氣來自吸附床的逆放步驟，沖洗解吸氣產生于沖洗步驟，逆放解吸氣流入解吸氣緩沖罐，沖洗解吸氣流入解吸氣混合罐，同時解吸氣緩沖罐內的解吸氣經過閥HV158將解吸氣壓力穩定后送入解吸氣混合罐，再送至轉化爐作為輔助燃料。其中吸附塔的工作過程如下：

(1)吸附過程:壓力為1.3 MPa左右，溫度40℃的變換氣自中變來，從塔底進入正處于吸附狀態的吸附塔(同時有1個吸附塔處于吸附狀態)內。在多種吸附劑的依次選擇吸附下，其中的H2O、CO2、CH4和CO等雜質被吸附下來，未被吸附的氫氣作為產品從塔頂流出，經壓力調節系統穩壓后送出界區去后工段。其中H2純度大于99.9%，壓力大于1.15 MPa。

當被吸附雜質的傳質區前沿(稱為吸附前沿)到達床層出口預留段某一位置時，關掉該吸附塔的原料氣進料閥和產品氣出口閥，停止吸附，吸附床開始轉入再生過程。

(2)均壓降壓過程:這是在吸附過程結束后，順著吸附方向將塔內的較高壓力的氫氣放入其它已完成再生的較低壓力吸附塔的過程，該過程不僅是降壓過程，更是回收床層死空間氫氣的過程，本流程共包括了三次連續的均壓降壓過程，因而可保證氫氣的充分回收。

(3)順放過程:這是在均壓結束后，順著吸附方向將吸附塔頂部的產品氫氣回收進順放氣緩沖罐的過程，這部分氫氣將用作吸附劑的再生氣源。

(4)逆放過程:在順放過程結束后，吸附前沿已達到床層出口。這時，逆著吸附方向將吸附塔壓力降至接近常壓，此時被吸附的雜質開始從吸附劑中大量解吸出來，解吸氣進逆放解吸氣緩沖罐。

(5)沖洗過程:逆放結束后，為使吸附劑得到徹底的再生，用順放氣緩沖罐中的氫氣逆著吸附方向對吸附床層進行沖洗，進一步降低雜質組分的分壓，使吸附劑得以徹底再生，該過程應盡量緩慢勻速進行才能保證再生的效果。

(6)均壓升壓過程:在沖洗再生過程完成后，用來自其它吸附塔的較高壓力氫氣依次對該吸附塔進行升壓，這一過程與均壓降壓過程相對應，不僅是升壓過程，而且更是回收其它塔的床層死空間氫氣的過程，本流程共包括了連續三次均壓升壓過程。

(7)產品氣最終升壓過程:在三次均壓升壓過程完成后，為了使吸附塔可以平穩地切換至下一次吸附并保證產品純度在這一過程中不發生波動，需要通過升壓調節閥緩慢而平穩地用產品氫氣將吸附塔壓力升至吸附壓力，這一過程采用自適應控制調節方案。

經這一過程后吸附塔便完成了一個完整的“吸附-再生”循環，又為下一次吸附做好了準備。

PSA變壓吸附系統流程圖見圖2。

圖2 PSA變壓吸附系統流程圖

1.3 存在的問題及解決的措施

勝利石化的PSA變壓吸附系統共有8個吸附塔。結構上較為復雜，難以通過實驗等方法對系統進行優化升級。其次，該PSA系統的氫氣純度控制的過高，導致氫氣回收率較低。“PSA變壓吸附裝置模擬與優化技術開發”項目將通過模型計算，得出量化的優化方案。一方面可提高勝利石化的PSA裝置的氫氣回收率。另一方面也開創了國內通過軟件模擬PSA變壓吸附的先河。

2 模型開發報告

2.1 概述

用Aspen Adsorption建立動態模型，利用嚴格的機理模型，更好地模擬工藝過程，量化裝置操作條件與氫氣回收率的關系，進而指導裝置操作優化，使氫氣回收率最優化，增加裝置效益。

2.2 建模過程

2.2.1 模型簡介

模型采用8-1-3工藝流程，具體模擬流程如圖3，其中吸附塔(A1-D2和A2-D2)采用gas_bed模型；閥門采用gas_valve模型。

圖3 PSA變壓吸附系統流程圖

2.2.2 建模方法

2.2.2.1 氣相吸附的質量平衡方程

首先需要確認PSA變壓吸附系統的質量平衡方程。如式1所示：

式1 質量平衡方程

其中質量平衡方程包括氣體組分的軸向和徑向彌散、軸向傳遞、吸附塔的持氣量以及吸附劑的吸附量。

彌散是由于氣體濃度的不同而發生的相對運動。如吸附塔內靠近吸附劑一側的氫氣濃度高而位于吸附塔中心的氣體氫氣濃度低，從而就會引發氫氣由吸附塔的邊緣向中心彌散。

傳遞是由于氣體整體的流動而引發的相對運動。由于在實際生產當中氣體整體的流速比氣體組分的彌散速率大很多，所以在模擬中我們忽略氣體的彌散現象。

2.2.2.2 氣相吸附的動量平衡方程

Aspen Adsorption 中總共提供了四種動量平衡方程，分別為Darcy's Law(式2)，Karman-Kozeny Equation(式3)，Burke-Plummer Equation(式4)，Ergun Equation(式5)：

式2 Darcy's Law

式3 Karman-Kozeny Equation

式4 Burke-Plummer Equation

式5 Ergun Equation

其中Karman-Kozeny Equation的適用條件為塔內流體為層流，而Burke-Plummer Equation的適用條件為塔內流體為湍流。這兩個動量平衡方程都有其局限性，所以本模型不予以采用。Ergun Equation方程可同時適用層流與湍流兩種情況，同時也是應用范圍最廣的方程。所以本模型采用Ergun Equation作為氣相吸附的動量平衡方程。

2.2.2.3 氣相吸附的動力學模型

由于勝利石化PSA變壓吸附裝置共有8個吸附塔，模型過于復雜。所以需要在動力學模型上做簡化處理來提高模型的運行效率。我們假設該系統為單一阻力影響的動力學模型，同時假設系統內各組分的質量傳遞系數為常數。單一阻力的動力學方程如式6所示(其中MTC為各組的質量傳遞系數)：

式6 單一阻力影響的動力學方程

2.2.2.4 等溫吸附方程

本模型采用Langmuir2作為該系統的等溫吸附方程，方程如式7所示：

式7Langmuir2等溫吸附方程

2.3 模型驗證

2.3.1 物料平衡

物料平衡數據詳見表1：

表1 PSA變壓吸附裝置物料平衡表

2.3.2 分析數據對比

將模型計算的產品中氫氣含量與實際分析值進行對比，結果如表2。

表2 產品氫氣數據對比表

2.4 模型分析

2.4.1 PSA變壓吸附裝置啟動時，產品出口的氣體組成變化

保持中變氣流量不變，查看模型運行4個周期后出口產品的組成變化，如表3和圖4所示。

表3 裝置運行4個周期后出口產品的組成變化

圖4 置運行4個周期時出口產品的組成變化

從圖4 可以看出，周期數的增加，出口產品氣中氫氣的濃度逐漸升高，而CH4,CO,CO2,N2的濃度逐漸降低。

2.4.2 變壓吸附時單個吸附塔的壓力變化

保持中變氣流量不變，查看單個吸附塔內壓力隨時間的變化，結果如圖5所示：

圖5 變壓吸附時單個吸附塔的壓力變化

從圖5中可以看出，吸附塔內壓力隨著時間成周期性變化。

3 操作優化分析及結論

在建模的基礎上，對裝置當前運行工況進行分析診斷，研究論證出提高氫氣回收率的操作優化方案。

2019年11月，根據方案進行實施，將吸附時長由130s提高到了150s，中變氣壓力由1.29Mpag提高至1.34Mpag，氫氣回收率由50.16%上升至52.19%，提高了2.03%；實施前后PSA裝置操作參數詳見表4。

表4 PSA裝置操作優化實施前后關鍵數據表

操作優化方案實施后，可提高氫氣回收率2.03%，創效益495.6萬元/年。另外，通過技術轉移培訓提高了裝置工藝技術人員的流程模擬技術，提升了裝置優化理念，促進優化工作的常態化。