基于HYSYS的TEG脫水系統(tǒng)吸收塔工藝設計與分析

孟嘉巖，張 田，孟小雨，史 軒

（海洋石油工程股份有限公司，天津 300459）

0 引言

天然氣含水量是天然氣處理、儲存、運輸、銷售等過程中的重要控制參數(shù)，天然氣脫水系統(tǒng)也是油氣處理過程中的關鍵設備。油氣田產(chǎn)出的天然氣一般都含有飽和量的水蒸氣，在后續(xù)油氣處理流程中可能會導致輸送能力降低、天然氣熱值減少、形成液態(tài)水、冰或水合物等，使油氣處理效果大打折扣，處理設備故障損壞。因此天然氣脫水是油氣處理的重要步驟。

1 天然氣脫水工藝概述

常見的天然氣脫水方法可簡單分為低溫分離法、溶劑吸收法、固體吸附法、膜分離法以及超音速分離法等[1]。其中，前三者屬于傳統(tǒng)脫水方法，后兩個是近些年逐漸發(fā)展起來的新型脫水方法。由于脫水方法繁多，工程應用時一般會將各種脫水方法的特點與脫水的要求、目的充分結(jié)合，經(jīng)過經(jīng)濟和技術方面的比選，確定合理方案[2]。

1.1 低溫分離法

天然氣的飽和含水量受溫度和壓力共同影響。低溫冷凝法就是通過降溫促進飽和水析出并分離的方法來實現(xiàn)脫水的。

現(xiàn)行的降溫方法有膨脹和外部冷劑法。如果原料氣有多余的壓力能可以利用，可根據(jù)焦湯效應原理采用節(jié)流法進行制冷。如果原料氣壓力較低，則可使用外部制冷劑方法進行制冷，但是其經(jīng)濟性較差。低溫冷凝法對于高壓氣體來說是非常經(jīng)濟的，可以充分利用天然氣的靜壓能，還可以在脫水的同時脫除輕烴。但是缺點也較為明顯，比如在循環(huán)過程中容易生成水合物，需要添加水合物抑制劑抑制水合物的生成，以及配套的抑制劑回收裝置進行抑制劑的回收和處理。且耗能高，脫水后水露點高，需要深度脫水時往往需要搭配其他脫水方法進行配合。

1.2 溶劑吸收法

當親水液體與天然氣逆流接觸時，由于相對于烴類，水在親水液體中的溶解度更大，所以天然氣中的氣態(tài)水就會被親水溶劑吸收，這就是溶劑吸收法實現(xiàn)天然氣脫水的原理。氯化鈣、甘醇類化合物是現(xiàn)在比較常用的脫水吸收劑。其中屬于甘醇類化合物的三甘醇（TEG）由于其易于再生、親水性強和熱穩(wěn)定性好的特點而成為工業(yè)上應用最多的脫水溶劑。

溶劑吸收法特別是三甘醇吸收法操作簡單，裝置投資較少，脫水后的天然氣露點可滿足一般要求，達到-30℃。但是這種方法也存在一些問題，比如溶劑易損失易污染，需要及時補充和凈化；系統(tǒng)復雜，占地較大，維修不便；脫水深度不高等。所以三甘醇脫水一般適用于規(guī)模較大但脫水深度要求不高的情景。雖然三甘醇脫水法有以上缺點，但基于經(jīng)濟方面的考慮，它仍然是國內(nèi)外天然氣脫水中應用最多的方法。上述脫水方法中三甘醇脫水法陸上占比85%，海上更是達到了95%。

1.3 固體吸附法

某些固體物質(zhì)孔道結(jié)構(gòu)豐富，孔隙可以吸附大量水分子，這樣的固體物質(zhì)被稱為吸附劑，固體吸附法就是利用吸附劑脫除天然氣中的水分。

其中分子篩吸附法由于其吸附表面積大，吸附能力強，脫水深度高（脫水后天然氣含水量可以下降到1 mg/L，露點能達到-70～-80℃），吸附材料再生能力強，受入口介質(zhì)的影響小，適應性強等優(yōu)點而應用較多，但分子篩吸附法也有不可避免的缺點，如吸附劑每三到五年就要更換一次，更換時需中斷生產(chǎn)，容易對下游造成影響；分子篩難處理，難回收；設備投資和操作費用相對較高等。基于以上優(yōu)缺點，分子篩法常被用于天然氣深度脫水，生產(chǎn)CNG、LNG及NGL回收等。

1.4 新型脫水方法

膜分離技術主要利用半透膜的選擇性機理。膜材料主要分無機膜材料和有機聚合膜材料兩種。膜分離法可以有效脫出天然氣中的水分以及CO2等廢氣，與傳統(tǒng)工藝相比，設備簡單，結(jié)構(gòu)緊湊，而且投資和運營成本更低，能源效率和靈活性也更高。對于投資大，空間狹窄的海上平臺來說，本是非常有應用前景的，而且無需人工添加藥劑，也增加了海上平臺的安全性，但是由于現(xiàn)行的膜在脫水的同時會造成甲烷的損失，損失率大約在5%～6%左右，因此在應用時，膜的選擇性有待加強。

超音速分離法也是利用低溫進行分離的一種方法，但是與傳統(tǒng)低溫冷凝法不同，超音速分離法是通過將氣體加速到音速以上，從而使氣體的溫度和壓力迅速降低，使水蒸氣冷凝成為液滴，并被旋轉(zhuǎn)分離出來，從而實現(xiàn)天然氣的脫水干燥。超音速分離法可以防止水合物問題，并且由于在設備中的停留時間短而無需添加抑制劑和再生系統(tǒng)，安全環(huán)保，而且系統(tǒng)簡單，占地面積小，可靠性高，非常適合于無人操作的平臺。目前，超音速分離法在國外已經(jīng)得到了一定的商業(yè)應用，但國內(nèi)還處于研究和試驗階段[3]。

2 三甘醇脫水系統(tǒng)吸收塔工藝設計

溶劑吸收脫水法是利用吸收溶劑對其他物質(zhì)的溶解性小，但對水的吸收性大的特性，通過使吸收溶劑與天然氣接觸的方式，將水從原料氣中分離，從而達到脫水的目的。甘醇類溶劑憑借其較強的吸水性，一直是吸收溶劑的首選，特別是分子量較大的三甘醇，其分子結(jié)構(gòu)決定了它具有親水性好、熱穩(wěn)定性好、粘度低、在液烴中的溶解度較低等優(yōu)勢，在20世紀50年代后取代乙二醇，被大范圍地應用于天然氣的脫水處理中。

2.1 工藝流程

三甘醇脫水工藝主要由甘醇高壓吸收和常壓再生兩部分組成，吸收部分降低氣體內(nèi)的水含量和露點，再生部分釋放甘醇吸收的水分，提濃甘醇溶液、使甘醇循環(huán)使用[4]，典型流程如圖1所示。

圖1 三甘醇脫水典型流程

各種甘醇脫水流程的吸收部分大致與典型流程相同，再生部分為提高甘醇貧液濃度開發(fā)了降壓再生、氣體汽提、共沸再生等再生方法[5]，使再生流程有變化。

2.2 吸收塔工藝參數(shù)計算

2.2.1 設計基礎參數(shù)

進行三甘醇脫水裝置設計時，要確定具體流程和設備尺寸，必須首先確定一些必要的工藝參數(shù)、基礎數(shù)據(jù)，主要包括：原料氣的溫度、壓力、流量、密度（相對密度）或組分情況；出口氣的含水量要求或露點降等。根據(jù)這些參數(shù)，可以按照有關設計規(guī)范計算出脫出水量，進而計算出三甘醇溶液的循環(huán)量以及各種設備的尺寸、做功設備的功率等[6-8]。在工程應用中，也有根據(jù)經(jīng)驗做法或具體要求，已經(jīng)選定部分參數(shù)作為設計基礎條件的情況[9]。以某海上氣田氣體組成為依據(jù)進行研究，選取的基礎設計參數(shù)和基礎組分見表1。

表1 設計基礎參數(shù)和組分表

吸收塔的操作參數(shù)主要指吸收塔的操作壓力、操作溫度和塔中氣液接觸情況。研究表明，吸收塔壓力小于20 MPa時，操作壓力對氣體露點降影響極小，在經(jīng)濟性較好的壓力區(qū)間內(nèi)（3.4～8.3 MPa），操作壓力可參考原料氣原始壓力情況以及系統(tǒng)壓力分配情況選取，無需考慮壓力對脫水效果的影響。本次研究取原料氣壓力為吸收塔操作壓力。

吸收塔內(nèi)液相負荷相對較小，塔的溫度與原料氣溫度接近，而原料氣的溫度是影響飽和含水量的重要因素。原料氣的溫度一方面應大于水合物生成溫度，另一方面考慮甘醇的蒸發(fā)損失，塔溫一般不高于49℃。本次研究取原料氣溫度為吸收塔操作溫度。

吸收塔結(jié)構(gòu)上一般分板式和填料式兩種，其中填料式吸收塔在相同氣體處理量下所需塔徑小，在海洋油氣領域更受歡迎。本次研究取吸收塔設計為填料式。

2.2.2 脫水量

天然氣飽和含水量隨氣體溫度、壓力而變化，并與具體組分有關。文獻調(diào)研發(fā)現(xiàn)，在三甘醇脫水系統(tǒng)初步設計時，一般根據(jù)吸收塔操作溫度、操作壓力為基礎，查天然氣含水量圖得到原料氣的飽和含水量，進而計算三甘醇脫水系統(tǒng)的脫水量[10]。但該方法對于含重烴和酸性氣體的天然氣并不準確，因此本次研究采用HYSYS軟件計算原料氣含水量。

通過建立的HYSYS流體包，輸入原料氣組分和溫度、壓力，可知7150 kPa、40℃條件下，原料氣含水量1033 mg/m3。又已知設計干氣含水量30 mg/m3，考慮吸收塔很難達到完全平衡，出口干氣實際露點比平衡露點略高，因此計算時出口干氣含水量可適當取低，這里取20 mg/m3。吸收塔脫水量計算公式為：

其中 WD——脫水量，kg/h

Win——原料氣含水量，kg/m3

Wout——干氣含水量，kg/m3

Qv，g——天然氣體積流量，m3/h

代入數(shù)據(jù)計算可知，單位時間吸收塔脫水量為37.96 kg/h。脫出水率計算公式為：

代入數(shù)據(jù)得脫出水率為98.1%。

2.2.3 三甘醇循環(huán)量

三甘醇循環(huán)量計算包括甘醇循環(huán)量、甘醇貧液循環(huán)量和甘醇富液循環(huán)量計算。

（1）甘醇循環(huán)量。甘醇循環(huán)量與氣體脫出單位質(zhì)量水所需的甘醇體積數(shù)成正比。吸收塔塔板數(shù)和甘醇貧液濃度一定時，通過吸收塔氣體的露點降與甘醇循環(huán)量有關，循環(huán)量越大，能從原料氣中脫出的水越多。由于甘醇循環(huán)量正比于重沸器的熱負荷和脫水費用，在滿足所需脫水深度的前提下，循環(huán)量越小越好。

氣體脫出單位質(zhì)量水所需的甘醇體積數(shù)一般通過取經(jīng)驗常值的方法確定[11]，本次研究取25 L/kg。則甘醇循環(huán)量計算公式為：

其中 Qv，TEG——甘醇循環(huán)量，m3/h

Cv，TEG——脫出單位質(zhì)量水所需甘醇量，m3/kg

代入數(shù)據(jù)計算可知，甘醇循環(huán)量為0.899 m3/h。

（2）甘醇貧液濃度。確定了甘醇循環(huán)量后，甘醇貧液循環(huán)量就取決于甘醇貧液濃度。在甘醇循環(huán)量和吸收塔塔板數(shù)一定的前提下，貧液濃度越高，干氣露點越低，氣體脫水效果越好。

在進行三甘醇脫水工藝計算時，甘醇貧液濃度有時是根據(jù)經(jīng)驗做法直接取常值，有時是通過查三甘醇濃度與氣體平衡露點圖取值。本次研究中，由于系統(tǒng)應用于海上平臺，操作空間有限，吸收塔塔高已確定為11 m，根據(jù)填料廠商提供的數(shù)據(jù)和以往的經(jīng)驗，填料高度取約4.5 m，平衡塔板數(shù)取N=3。結(jié)合2.2.2節(jié)計算得到的脫出水率，可查平衡塔板數(shù)為3時的不同濃度TEG循環(huán)流率與脫出水率關系如圖2所示，得到甘醇貧液質(zhì)量濃度。

圖2 不同濃度TEG循環(huán)流率與脫出水率關系（N=3）

查圖可知甘醇貧液質(zhì)量濃度為99.7%。進一步計算甘醇貧液循環(huán)量公式為：

其中 Qm，TEG——純?nèi)蚀假|(zhì)量流量，kg/h

Qm，TEG，p——甘醇貧液質(zhì)量流量，kg/h

wTEG，p——甘醇貧液質(zhì)量濃度

Qv，TEG，p——甘醇貧液體積流量，m3/h

ρTEG——純?nèi)蚀济芏?，?116 kg/m3

ρTEG，p——甘醇貧液密度，取1115 kg/m3

甘醇和甘醇溶液的密度可以根據(jù)經(jīng)驗做法取常值，也可根據(jù)經(jīng)驗公式計算。本次研究采用HYSYS軟件模擬得到。代入數(shù)據(jù)計算可得到甘醇貧液循環(huán)量為質(zhì)量流量1006.34 kg/h，體積流量為0.903 m3/h。

（3）甘醇富液循環(huán)量。得到了甘醇貧液循環(huán)量后，只需將脫水量考慮進去就可以得到甘醇富液濃度和循環(huán)量，計算公式為：

其中 wTEG，r——甘醇富液質(zhì)量濃度

Qm，TEG，r——甘醇富液質(zhì)量流量，kg/h

Qv，TEG，r——甘醇富液體積流量，m3/h

ρTEG，r——甘醇富液密度，取1114 kg/m3

代入數(shù)據(jù)計算可得到甘醇富液質(zhì)量濃度為96.26%，甘醇富液循環(huán)量為質(zhì)量流量1042.31 kg/h，體積流量為0.936 m3/h。

2.2.4 填料吸收塔塔徑計算

塔徑是吸收塔的關鍵設計參數(shù)之一，對于填料型吸收塔，有學者將其常見的塔徑計算方法總結(jié)為泛點氣速法、塔負荷系數(shù)法和Aspen Hysys軟件模擬法[12]。

泛點氣速法的計算模型有很多種，應用較多的是貝恩-霍根關聯(lián)式和壓降關聯(lián)圖，這兩種方法計算塔徑時都要求提供具體填料的有關性能數(shù)據(jù)。

Aspen Hysys軟件模擬法利用吸收塔子流程的塔內(nèi)件管理器進行塔徑計算，需要對塔類型、填料規(guī)格、泛點率、發(fā)泡因子等參數(shù)進行設定。

塔負荷系數(shù)法則基于桑德斯-布朗（Souders-Brown）公式，引入一個系數(shù)，該系數(shù)的取值與塔內(nèi)件的形式和類型有關。《天然氣脫水設計規(guī)范》和《甘醇型天然氣脫水裝置規(guī)范》中對塔徑的計算均是對此方法的變形應用。本次研究也采用此方法。首先計算天然氣允許流速，計算公式為：

其中 G——天然氣允許流速，kg/（m2·h）

ρL——液相密度，取1115 kg/m3

ρG——氣相密度，取83 kg/m3

C——經(jīng)驗常數(shù)，取329 m/h

代入數(shù)據(jù)計算得到允許天然氣流速為96 707.53 kg/h。

然后計算天然氣允許流速條件下的允許截面積，計算公式為：

其中 A——允許截面積，m2

Qm，g——天然氣實際質(zhì)量流量，由HYSYS模擬取29 477.56 kg/h

代入數(shù)據(jù)計算得到允許截面積為0.305 m2，則計算塔徑為623 mm，圓整取塔內(nèi)徑為650 mm。

3 基于HYSYS的三甘醇脫水工況模擬分析

三甘醇脫水系統(tǒng)的設計與吸收塔入口天然氣的CO2含量有較大關系，CO2含量不僅是影響天然氣飽和含水量的重要因素，也對吸收塔出口干氣的水露點有影響，因此CO2含量是天然氣凈化過程中的重要控制參數(shù)之一。對于海上油氣田的開發(fā)，由于海上平臺操作空間有限，三甘醇脫水裝置的規(guī)格不能任意增大。面對天然氣開采過程中CO2含量可能發(fā)生波動的問題，以及越來越多高含CO2氣田逐漸開發(fā)的現(xiàn)狀，研究CO2含量變化對脫水干氣含水量以及甘醇貧液循環(huán)量的影響，能夠?qū)θ蚀济撍到y(tǒng)的設計和運行提供更多參考基礎[13]。

利用HYSYS軟件建立模擬流程，通過調(diào)整原料氣組分的摩爾分數(shù)，一方面固定甘醇貧液循環(huán)量，得到不同CO2含量下，出口干氣含水量的變化情況；另一方面固定干氣含水量為設計含水量，得到不同CO2含量下，為達到脫水要求所需甘醇貧液循環(huán)量的變化情況。

3.1 建模

按照工藝設計計算的結(jié)構(gòu)以及總體脫水工藝流程設計情況，選取脫水吸收塔部分建立HYSYS模擬流程如圖3所示，用于后續(xù)研究原料氣組分變化對脫水效果的影響。

如圖3所示，為方便對物流的組分情況進行調(diào)整并記錄各部分參數(shù)的模擬結(jié)果，模型可分為原料氣組分調(diào)整流程（流程1）、吸收塔脫水流程（流程2）、甘醇貧液循環(huán)量調(diào)整流程（流程3）三部分。流程1用于調(diào)整進塔天然氣的CO2含量并使含水量飽和；流程2甘醇貧液的濃度和質(zhì)量流量，以及進塔氣的標準體積流量都按設計工況選取，可模擬得到不同CO2含量下脫水后干氣的含水量；流程3設置出口干氣含水量為設計含水量，可模擬得到不同CO2含量下，為達到脫水要求所需甘醇貧液的循環(huán)量。

圖3 TEG脫水吸收塔模擬流程

首先采用第2章設計條件下的工藝參數(shù)設置模型，核驗出口干氣含水量是否符合設計要求的不高于30 mg/m3。各設備的溫度、壓力條件始終按設計工況設置，這里不再說明，列出三個流程中的主要輸入?yún)?shù)、模擬結(jié)果見表2。

表2 設計工況模擬結(jié)果數(shù)據(jù)表

由上表可知，在設計工況下，進塔氣飽和含水量為1033 mg/m3，采用設計得到的甘醇貧液循環(huán)量1006.34 kg/h進行脫水時，出口干氣含水量為28.95 mg/m3，滿足設計要求，模型可用于后續(xù)模擬過程。另外可得到在CO2摩爾分數(shù)為1.66%的設計工況下，為使干氣含水量為設計含水量，所需的甘醇貧液循環(huán)量為960.89 kg/h。

3.2 二氧化碳含量對干氣含水量的影響

利用流程1和流程2研究CO2含量對干氣含水量的影響，固定原料氣進氣量為35 500 m3/h，可在表2所示摩爾組分基礎上，保持其余組分摩爾含量不變，調(diào)整進塔天然氣的CO2摩爾分數(shù)。模擬得到干氣含水量見表3。

干氣含水量隨CO2摩爾分數(shù)增大的變化趨勢如圖4所示。

由表3和圖4可知，隨著進塔天然氣的CO2摩爾分數(shù)在0～30%范圍內(nèi)增大，出口干氣含水量由28.32 mg/m3增大至43.83 mg/m3，增大了54.8%，吸收塔出口干氣的含水量逐漸增大，脫水效果變差。

表3 不同CO2含量時的干氣含水量

圖4 干氣含水量與CO2摩爾分數(shù)關系

這是由于CO2為酸性氣體，是影響天然氣飽和含水量的重要因素。隨著CO2摩爾分數(shù)增大，天然氣飽和含水量逐漸增大，吸收塔單位時間內(nèi)需要脫除的水蒸氣變多，在設計的三甘醇脫水體系中，甘醇貧液循環(huán)量不足以將多出的水蒸氣全部吸收，導致出口干氣含水量增加。為了使出口天然氣含水量達到設計要求，需要進一步增大甘醇貧液循環(huán)量。

3.3 二氧化碳含量對甘醇貧液循環(huán)量的影響

利用流程1和流程3研究CO2含量對甘醇貧液循環(huán)量的影響，固定原料氣進氣量為35 500 m3/h，干氣含水量為設計含水量30 mg/m3，甘醇貧液濃度為設計濃度99.7%，在表2所示摩爾組分基礎上，保持其余組分摩爾比不變，調(diào)整進塔天然氣的CO2摩爾分數(shù)。模擬得到甘醇貧液循環(huán)量變化情況見表4。

表4 不同CO2含量時的甘醇貧液循環(huán)量

其中，定義甘醇貧液循環(huán)量系數(shù)為不同CO2含量下的甘醇貧液循環(huán)量與不含CO2時的甘醇貧液循環(huán)量的比值；相對變化量為不同CO2含量下的甘醇貧液循環(huán)量比不含CO2時的甘醇貧液循環(huán)量變化的相對值。

甘醇貧液循環(huán)量以及甘醇貧液循環(huán)量系數(shù)、相對變化量隨CO2摩爾分數(shù)增大的變化趨勢如圖5、圖6所示。

圖5 甘醇貧液循環(huán)量與CO2摩爾分數(shù)關系

圖6 甘醇貧液循環(huán)量變化情況與CO2摩爾分數(shù)關系

由表4、圖5、圖6可知，隨著進塔天然氣的CO2摩爾分數(shù)在0～30%范圍內(nèi)增大，進塔天然氣的含水量增大，為保證出口干氣含水量始終為設計含水量30 mg/m3，甘醇貧液循環(huán)量由934.09 kg/h增大至1717.59 kg/h。CO2摩爾分數(shù)為30%時，甘醇貧液循環(huán)量是不含CO2時的1.84倍，相對增加了83.88%。

由圖表可知甘醇貧液循環(huán)量的增加與CO2摩爾分數(shù)的增大呈現(xiàn)很好正相關趨勢。對圖5中甘醇貧液循環(huán)量和CO2摩爾分數(shù)的關系以及圖6中甘醇貧液循環(huán)量系數(shù)和CO2摩爾分數(shù)的關系進行回歸，結(jié)果見表5，其中CO2摩爾分數(shù)x取值范圍為0～1。

表5 擬合關系式

4 結(jié)論

工程實際中的天然氣一般含有多種重烴組分和酸性氣體，通過查圖、查表方法獲得天然氣的飽和含水量有較大的誤差，應采用更準確的飽和含水量計算方法或通過專業(yè)軟件模擬獲得。填料式吸收塔的甘醇貧液濃度一般不再采用查甘醇濃度與平衡水露點關系圖的方法確定，現(xiàn)在多采用查不同平衡塔板數(shù)時的TEG循環(huán)流率與脫出水率關系圖確定。通過分析CO2含量對TEG脫水系統(tǒng)的影響，得出CO2含量與吸收塔脫水效果及設計甘醇貧液循環(huán)量的關系，可以用于以后平臺改造及系統(tǒng)設計評估的參考依據(jù)。