單塔塔頂循環丙烷回收工藝特性與能耗評價

張偉哲 （大慶油田有限責任公司第一采油廠）

隨著工業化進程的不斷提升，市場對于丙烷及丙烷以上的輕烴需求量越來越大，因此在天然氣生產過程中的丙烷回收工藝受到各油田的關注[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陸上油田應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定等優點，但在實際應用中，DHX 塔底流出的液烴回流至脫乙烷塔，導致塔頂氣中含有大量丙烷，不僅影響產品回收率，還存在系統熱集成不合理和能耗持續偏高等問題[7]。單塔塔頂循環丙烷回收（SCORE）工藝是Orloff 公司在2000 年左右提出的DHX 回收流程的增強版，目前國內僅有英買凝析氣田的丙烷回收采用該工藝[8]。

為發揮SCORE 工藝的優勢，推動該工藝在國內天然氣凝液處理中的應用范圍，有必要分析脫乙烷塔塔壓、側線抽出液相流量、塔頂回流比、原料氣分流比等參數變化對丙烷收率和總能耗的影響，研究工藝對不同氣質組分的適應程度，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線回流的復合塔，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，優化工藝布局，另一方面可減少該工藝的風險點數量。通過不斷調整氣液相抽出量，形成單塔流程。

SCORE 工藝流程：原料氣先經過預冷冷箱降溫后，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，為塔內提供冷量；低溫分離器分離出的液相經預冷冷箱升溫后，進入脫乙烷塔下部；脫乙烷塔塔頂氣與側線抽出氣相換熱后，一部分作為脫乙烷塔回流形成一個循環，另一部分進入預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，側線抽出液相經預冷冷箱復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LPG 和穩定輕烴產品的穩定輸出。

1.2 工藝特點

SCORE 工藝具有如下特點：一是采用單塔設備即可實現以前的雙塔效果，對于降低工藝投資具有重要意義。二是側線抽出氣相的回流可分為兩股，一股作為塔頂回流，可增加塔內重組分的冷凝量，提高丙烷收率；另一股可作為塔內上部吸收段的進料，為側線采出氣相提供物流，保證塔內氣液平衡。三是側線抽出液相可為原料氣提供冷量，既回收了塔內冷量，又增加了冷箱的熱集成度，換熱結構較為穩定。四是原料氣在預冷冷箱中的換熱工藝采用分流順序換熱，一股原料氣的預冷冷量來自脫乙烷塔頂氣；另一股原料氣的預冷冷量來自低溫分離器液相和側線抽出液相，通過調整原料氣分流比，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SCORE 工藝建模。狀態方程采用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實現閃蒸和氣液平衡，因此脫乙烷塔塔壓對于各項指標的影響極為敏感。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、總能耗的關系曲線見圖1。

圖1 脫乙烷塔塔壓與丙烷收率、總能耗的關系曲線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，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致各項指標的劇烈變化。 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??；在脫乙烷塔塔壓增加至3.6 MPa 以上時，塔內精餾效果急劇下降，已無法滿足產品品質的要求。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 下運行為較優工況。

2.2 側線抽出液相流量

液相從第9 塊塔板抽出，從第10 塊塔板回流，側線抽出液相流量參數主要影響低溫分離器溫度和重沸器能耗。在滿足預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，側線抽出液相流量與丙烷收率、總能耗的關系曲線見圖2。

隨著側線抽出液相流量的增加，丙烷收率先小幅增加后快速下降。側線抽出液相流量對總能耗的影響較大，主要體現在冷量回收量增大，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負荷，總能耗持續下降。綜合考慮側線抽出液相流量對丙烷回收率和總能耗的影響，推薦側線抽出液相流量在3 200～3 400 kmol/h 下運行為較優工況。

2.3 塔頂回流比

側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丙烷收率，因此側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，不同側線抽出氣量下存在最佳回流比。側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，且在滿足塔內所需冷量的基礎上，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 時運行為較優工況。

2.4 原料氣分流比

通過調節原料氣分流比，可以控制原料氣預冷溫度，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為相同的變化趨勢，均先快速增大，后保持穩定。分流比越大，原料氣預冷溫度越低，進入脫甲烷塔內的氣相溫度也越低，有利于塔內重組分分離，丙烷收率上升；同時，可用于給低溫分離器液相和側線抽出液相換熱的原料氣量減少，導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，當分流比增加到一定程度后，用于給預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，分流比應保持在0.78 以上，并根據氣質組分的貧富進行優化調整。

圖4 原料氣分流比與丙烷收率、總能耗的關系曲線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 的基礎上，選取4 組GPM 值（每千標準立方英尺氣體中可回收的液烴體積，GPM 值越大，表示氣質越富） 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 流程關鍵參數和總能耗的影響，結果見表3。在丙烷收率基本維持在96%的工況下，氣質越富，雖然塔頂回流比越大，脫乙烷塔塔頂溫度越高，但側線抽出液相和側線抽出氣相的流量也在減少，最終導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。油田伴生氣在開發后期多屬于富氣或超富氣，故考慮對于較富的氣質增加外部循環制冷流程。在滿足流程冷量需求的前提下，可取消側線抽出液相流股（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制冷能耗有關。

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

4 結論

針對常規DHX 丙烷回收流程能耗較高、對不同氣質適應性較差的問題，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，得到如下結論：

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

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

3）對氣質較富的原料氣，可考慮在增加外部循環制冷流程的前提下，取消側線抽出液相流股，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，節省了設備占地空間，降低了熱能和動能損失，可以在其他區塊推廣使用。

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