原油正壓閃蒸工藝與分餾穩定工藝對比研究

林名楨 范文彬 劉 坤 何 蔓 馬業超 劉海燕

1. 山東石油化工學院油氣工程學院, 山東 東營 257061;2. 中工國際工程股份有限公司, 北京 100031;3. 中石化石油工程設計有限公司, 山東 東營 257026

0 前言

原油在開采過程中含有大量溶解氣,溶解氣的存在會使原油在儲運過程中散發大量油蒸汽,油蒸汽排入大氣不僅會造成能源浪費,還會污染環境[1],因而各國對商品原油的蒸氣壓均有嚴格規定。降低原油蒸氣壓就必須脫除原油中蒸氣壓較高的溶解氣組分,這一脫除過程即被稱為原油穩定[2-5]。

目前常用原油穩定工藝主要有負壓閃蒸工藝、正壓閃蒸工藝和分餾穩定工藝[6-13]。而根據工程經驗可知,當原油中輕組分C1～C4質量含量大于2.5%時,可采取正壓閃蒸工藝或分餾穩定工藝，但如何對這兩種工藝進行選擇尚無詳細的標準和依據。基于此,本文以某特定工程為例,利用HYSYS模擬軟件對兩種工藝進行了研究,并分別從穩定原油飽和蒸氣壓、穩定原油中C4及C4以下組分質量含量、單位產品能耗等幾方面進行了對比,以期對后續的科學研究和工程設計有一定的指導。

1 工程基礎數據

某特定工程位于熱帶地區,最高月平均溫度為32.7 ℃,最低月平均溫度為28.1 ℃,原油凝點為48 ℃,進入穩定裝置的原油溫度為70 ℃,含水率體積含量為0.5%,原油飽和蒸氣壓為543.1 kPa。進入原油穩定裝置的原油組成見表1。

表1 進入原油穩定裝置的原油組分表

2 流程描述及仿真模型的建立

2.1 流程描述

2.1.1 正壓閃蒸工藝流程

常規正壓閃蒸工藝流程[14]:脫水后的凈化原油首先進入換熱器與穩定原油進行換熱,再經加熱爐加溫至穩定溫度進入原油穩定塔上部,在穩定塔內進行閃蒸,塔底部的穩定原油直接用外輸原油泵抽出與未穩定原油換熱后外輸。穩定塔頂部的閃蒸氣經冷凝器降溫后,進入三相分離器,進行輕油、不凝氣和含油污水的分離。

2.1.2 分餾穩定工藝流程

常規分餾穩定工藝流程[15-17]:脫水后的凈化原油首先進入換熱器與穩定原油換熱,然后進入穩定塔中部進料段,塔底部分原油用泵抽出經重沸加熱爐加熱后回到塔底液面上部,給穩定塔提供熱量;另一部分原油作為塔底產品用泵抽出經換熱回收熱量后外輸或進入穩定原油儲罐。塔頂氣體先經冷凝器降溫后進入三相分離器,氣液分離后,部分液相產品作為塔頂回流，另一部分作為塔頂液相產品。

2.2 仿真模型的建立

2.2.1 HYSYS軟件簡介

HYSYS軟件[18]是面向油氣生產、氣體處理和煉油工業的過程模擬軟件，其功能強大,用戶已遍布80多個國家,在世界范圍內的石油化工模擬、仿真技術領域占主導地位。

2.2.2 狀態方程的選取

在模擬計算過程中,狀態方程的選擇至關重要。HYSYS軟件數據庫中狀態方程種類較多,但在石油化工的計算過程中,通常推薦采用Peng-Robinson狀態方程。本研究選用Peng-Robinson狀態方程，見式(1)～(6)。

(1)

式(1)中方程參數:

④在同一條河上，上游水庫先蓄水，下游水庫后蓄水；在干支流之間，支流水庫先蓄，干流水庫后蓄。對于長江干流，應該是金沙江等上游的水庫先蓄，而三峽水庫后蓄。同樣，支流上的水庫影響是局部的，干流的影響是全局的，支流水庫應該考慮先蓄。

(2)

bc=b=ΩbRTc/pc

(3)

(4)

k=0.374 64+1.542 26ω-0.269 92ω2

(5)

式中:p為壓力,Pa;T為塔底加熱溫度,K;v為摩爾體積,m3;R為氣體常數,J/(mol·K);a為能量常數;b為協體積常數;Tc為臨界溫度,K;pc為臨界壓力,Pa;Tr為對比溫度,K;k為偏心因子ω的函數;ω為偏心因子Ωa=0.457 24;Ωb=0.077 9。

2.2.3 模型的構建

利用HYSYS軟件建立的原油正壓閃蒸工藝模型和分餾穩定工藝模型，見圖1～2。

圖1 正壓閃蒸工藝模型圖Fig.1 Model of flashing under pressure process

圖2 分餾穩定工藝模型圖Fig.2 Model of fractionation stabilization process

3 模擬參數分析

3.1 穩定原油飽和蒸氣壓

穩定原油飽和蒸氣壓是衡量原油穩定深度的最主要指標。GB 50350—2015《油田油氣集輸設計規范》中規定[19]:穩定原油在最高儲存溫度下飽和蒸氣壓的設計值不宜超過當地大氣壓的0.7倍。為此,研究了穩定原油飽和蒸氣壓隨穩定塔塔底加熱溫度的變化關系，見圖3。

圖3 兩種工藝條件下,穩定原油飽和蒸氣壓隨塔底加熱溫度的變化關系圖Fig.3 The relationship between saturated vapor pressure ofstabilised crude oil and heating temperature at the bottomof the tower under two process conditions

由圖3可知,隨著塔底加熱溫度的升高,穩定原油飽和蒸氣壓均降低,相對而言分餾穩定工藝條件下的數值降低趨勢更明顯。對于正壓閃蒸工藝而言,當加熱溫度從95 ℃升高至110 ℃時,原油飽和蒸氣壓數值急劇下降,當溫度高于110 ℃時,原油飽和蒸氣壓隨溫度升高而降低的趨勢明顯變緩；而對于分餾穩定工藝而言,隨著塔底加熱溫度的升高,其飽和蒸氣壓下降的趨勢較為明顯。同時與正壓閃蒸工藝相比,當塔底加熱溫度低于150 ℃時,分餾工藝原油飽和蒸氣壓較高,而當塔底加熱溫度高于150 ℃時,分餾工藝原油飽和蒸氣壓偏低。中國大氣壓基本數值為65～101 kPa,故原油飽和蒸氣壓的最低指標應為45.5～70.7 kPa,對于正壓閃蒸穩定工藝,塔底加熱溫度100～120 ℃即可滿足要求,而對分餾穩定工藝而言,則塔底加熱溫度應為115～140 ℃。

3.2 穩定原油中C4及C4以下組分質量含量

穩定原油C4及C4以下組分含量是衡量原油穩定深度的另一個指標。雖然中國目前大部分地區對該指標不做特殊要求,但是對于某些有特殊需要的原油,也會有相應的考慮。兩種工藝條件下,穩定原油中C4及C4以下組分質量含量隨原油穩定塔塔底加熱溫度的變化關系,見圖4。

圖4 兩種工藝條件下,穩定原油中C4及C4以下組分質量含量隨塔底加熱溫度的變化關系圖Fig.4 The relationship between the quality content of C4 and thecomponents below C4 in the stabilized crude oil and theheating temperature at the bottom of the tower was studied

由圖4可知,在同樣的加熱溫度下,與分餾穩定工藝相比,正壓閃蒸工藝條件下得到的C4及C4以下組分含量更高,且變化幅度相對緩慢,當塔底加熱溫度從95 ℃升高到220 ℃時,其數值僅由 0.009 504 降至 0.001 42;而分餾穩定工藝條件下,不僅穩定原油C4及C4以下組分質量含量相對偏低,且變化趨勢相對明顯。從該角度分析,若穩定原油中要求C4及C4以下組分質量含量低于0.001時,利用正壓閃蒸工藝無法滿足設計要求,只能選擇分餾穩定工藝。

3.3 單位產品能耗

在中國,通常用單位產品能耗來評價產品生產過程中的能源利用水平,該指標具有計算簡單,直觀性強,使用方便等優點,比其他考核指標更適合中國現有的能源管理水平[20]。為此，分別研究了兩種工藝條件下穩定原油單位產品能耗和輕烴單位產品能耗隨塔底加熱溫度的變化關系,見圖5。由圖5-a)可知,隨著塔底加熱溫度的升高,兩種工藝條件下穩定原油單位產品能耗基本呈直線規律增加,并且兩種工藝條件下的數值相差不明顯。由圖5-b)可知,隨著塔底加熱溫度的升高,兩種工藝條件下的輕烴單位產品能耗降低。相同溫度條件下,正壓閃蒸工藝條件下的輕烴單位產品能耗低,同時在塔底加熱溫度由95 ℃升高到 130 ℃時,輕烴單位產品能耗急劇下降,此后當塔底加熱溫度進一步增加時,其能耗數值則下降緩慢；而對于分餾穩定工藝而言,加熱溫度由95 ℃增加到110 ℃時,其數值變化下降明顯,而當塔底加熱溫度高于110 ℃時，隨著溫度進一步升高,其輕烴產品能耗數值下降不明顯。綜合考慮單位產品能耗因素時,正壓閃蒸工藝要優于分餾穩定工藝。

a)穩定原油單位產品能耗a)Energy consumption per unit product of crude oil

4 函數關系式的建立

以穩定原油飽和蒸氣壓隨加熱溫度的變化曲線為例,建立函數關系式,并利用origin軟件對數據進行擬合,模擬數據與擬合曲線相對關系見圖6。由圖6可見，擬合曲線與模擬得出的數據具有較高的吻合性。同樣，可以得出其他參數隨塔底加熱溫度變化的函數關系式,見表2。

圖6 穩定原油飽和蒸氣壓隨塔底加熱溫度的變化關系及擬合曲線圖Fig.6 Relationship between saturated vapor pressure of stabilisedcrude oil and tower bottom heating temperature and its fitting curve

表2 各參數隨塔底加熱溫度T變化關系的函數關系式表

5 原油穩定深度指標的影響因素分析

由于原油穩定深度指標關系著產品能否滿足生產要求,而且除上述塔底加熱溫度之外,還有其他影響因素。因此,研究了原油穩定后飽和蒸氣壓和穩定原油中C4及C4以下組分含量分別隨穩定塔壓力、原料油壓力以及原油含水率的變化關系,見圖7～9。

a)原油穩定后飽和蒸氣壓a)Saturated vapor pressure of stabilised crude oil

a)原油穩定后飽和蒸氣壓a)Saturated vapor pressure of stabilised crude oil

a)原油穩定后飽和蒸氣壓a)Saturated vapor pressure of stabilised crude oil

由圖7可知,隨著穩定塔壓力的提高,原油穩定后飽和蒸氣壓和穩定原油中C4及C4以下組分質量含量均增加,分餾穩定工藝條件下的增加趨勢更明顯;由圖8可知,隨著原料油壓力的提高,原油穩定后飽和蒸氣壓和穩定原油中C4及C4以下組分質量含量雖然均增加,但變化趨勢不明顯;由圖9可知,隨著原油含水率的提高,分餾穩定工藝條件下原油穩定后飽和蒸氣壓和穩定原油中C4及C4以下組分質量含量均先降低后增加,但總體變化趨勢不明顯,對于正壓閃蒸工藝而言,原油穩定后飽和蒸氣壓和穩定原油中C4及C4以下組分質量含量均呈明顯下降趨勢。

6 結論

1)經HYSYS軟件模擬可知,與正壓閃蒸工藝相比，當塔底加熱溫度低于150 ℃時,分餾穩定條件下得到的穩定原油飽和蒸氣壓較高,而當塔底加熱溫度高于150 ℃時,其原油飽和蒸氣壓偏低。

2)在塔底加熱溫度相同時,與分餾穩定工藝相比,正壓閃蒸條件下穩定原油中得到的C4及C4以下組分的質量含量要高得多,且變化幅度相對緩慢,若該指標要求低于0.001時,只能選擇分餾穩定工藝。

3)相同塔底加熱溫度時,兩種工藝條件下穩定原油單位產品能耗的數值相差不明顯。與分餾穩定工藝相比,正壓閃蒸條件下的輕烴單位產品能耗更低,綜合考慮單位產品能耗,正壓閃蒸工藝要優于分餾穩定工藝。

4)提出了主要指標參數隨塔底加熱溫度變化的函數關系式,同時詳細分析了原油穩定深度指標與穩定塔壓力、原料油壓力以及原油含水率的關系。分析結果表明，原油穩定深度指標均隨穩定塔壓力和原料油壓力的提高而增加;隨著原油含水率的提高,分餾穩定工藝條件下原油穩定深度指標先降低后增加,正壓閃蒸工藝條件下,原油穩定深度指標數值呈明顯下降趨勢。