塔里木盆地大澇壩凝析氣處理裝置的參數(shù)優(yōu)化

摘 要

摘要：塔里木盆地大澇壩凝析氣處理裝置的天然氣設(shè)計處理量為25×104m3/d，而目前該裝置的天然氣實際處理量增至40×104m3/d，原料氣的組成也有所變化，天然氣變富，進氣壓力
摘要：塔里木盆地大澇壩凝析氣處理裝置的天然氣設(shè)計處理量為25×104m3/d，而目前該裝置的天然氣實際處理量增至40×104m3/d，原料氣的組成也有所變化，天然氣變富，進氣壓力降低且生產(chǎn)裝置的運行參數(shù)也與設(shè)計參數(shù)有一定偏差，導(dǎo)致裝置的C3及C3+回收率僅為70%和81%。為此，借助模擬軟件HYSYS分析了天然氣經(jīng)膨脹機組膨脹后的壓力、低溫分離器溫度、脫乙烷塔理論塔板數(shù)、脫乙烷塔底重沸器溫度、脫乙烷塔的進料位置和脫乙烷塔的進料溫度對C3及C3+回收率的影響，并論述了在現(xiàn)有裝置條件下對上述參數(shù)進行優(yōu)化的可行性。優(yōu)化結(jié)果表明：在優(yōu)化條件下C3及C3+回收率分別得到大幅提高，C3的回收率由原來的70%提高到現(xiàn)在的85%，增加了15%；C3+的回收率也由原來的81%提高到現(xiàn)在的91%，增加了10%。
關(guān)鍵詞：塔里木盆地；大澇壩氣田；凝析氣；天然氣處理；模擬；參數(shù)優(yōu)化；敏感性；C3及C3+；回收率
1 大澇壩凝析氣田天然氣處理工藝
大澇壩凝析氣田位于塔里木盆地的邊緣。大澇壩集氣處理站采取露點模式加膨脹機制冷模式的雙模式生產(chǎn)運行(圖1)，集氣處理系統(tǒng)天然氣處理量約為30×104m3/d，露點模式處理氣量約為10×104m3/d。來自計量和生產(chǎn)分離系統(tǒng)的氣相作為天然氣輕烴回收裝置的原料天然氣，首先進入入口分離器，除去液態(tài)和固體雜質(zhì)。分離器的氣相進入分子篩脫水系統(tǒng)，脫除飽和水，防止在低溫系統(tǒng)中生成天然氣水合物。
    脫水后的天然氣經(jīng)粉塵過濾器除去分子篩粉塵，再經(jīng)冷箱預(yù)冷后，進入低溫分離器，將部分重?zé)N液體從氣相中分離出來。離開低溫分離器的氣相進入膨脹/壓縮機組的膨脹端，經(jīng)過膨脹降溫后的物流作為脫乙烷塔塔頂分離器的進料。離開低溫分離器的液相經(jīng)過節(jié)流閥后進入冷箱，在冷箱復(fù)熱后作為脫乙烷塔中部的進料。

    離開脫乙烷塔頂?shù)臍庀嘟?jīng)過冷箱回收冷量后，進入膨脹/壓縮機組的同軸壓縮機，增壓后大部分作為干氣進入天然氣外輸管道。脫乙烷塔底的液相作為液化氣塔中部的進料，液化氣塔頂產(chǎn)品為液化氣，送入到液化氣儲罐；塔底產(chǎn)品為輕油。
2 天然氣處理現(xiàn)狀
    大澇壩凝析氣處理裝置設(shè)計處理天然氣氣量為25×104m3/d，天然氣進裝置的壓力約為8.50MPa，溫度約為26.30℃，外輸干氣壓力約為2.40MPa。
而實際生產(chǎn)中原料天然氣氣量增加為40×104m3/d，天然氣進裝置的壓力約為6.00MPa，溫度約為25.O0℃，外輸干氣壓力約為2.80MPa，液化氣產(chǎn)量為29.0t/d，輕油產(chǎn)量為6.6t/d，外輸氣烴露點為-56.O0℃，外輸氣中C3組成為0.0113%(體積分數(shù))。進裝置的天然氣的組成及裝置運行參數(shù)的設(shè)計值與實際值比較表分別見表1、2。
 

    對比凝析氣處理裝置的天然氣的組成及裝置運行參數(shù)的設(shè)計值與實際值，可知原料氣的組成有所變化，天然氣變富，天然氣的處理量明顯增加，進氣壓力降低且生產(chǎn)裝置的運行參數(shù)也與設(shè)計參數(shù)有一定偏差。
3 裝置運行參數(shù)的敏感性分析
    借助HYSYS軟件對現(xiàn)有裝置主要運行參數(shù)進行敏感性分析[1]，分析其對C3及C3+回收率的影響程度。
3.1 天然氣經(jīng)膨脹機組膨脹后的壓力
    天然氣經(jīng)膨脹機組膨脹后的壓力對C3及C3+回收率的影響如圖2所示。

    由圖2可知天然氣膨脹后的壓力越低，則脫乙烷塔的分離效果越好，裝置的C3及C3+回收率越高[3]。這是因為天然氣膨脹時有足夠壓差就會產(chǎn)生足夠冷量，從而使C3及C3+回收率增加。
3.2 低溫分離器溫度
    低溫分離器溫度對C3及C3+回收率的影響如圖3所示。由圖3可知，低溫分離器溫度越低，C3及C3+回收率就越高?；厥章蕦Φ蜏胤蛛x器溫度的敏感性較高[3]，但低溫分離器溫度過低，制冷系統(tǒng)的負荷也將增加，同時因乙烷冷凝量的增加導(dǎo)致脫乙烷塔的處理負荷也會相應(yīng)增加。

3.3 脫乙烷塔理論塔板數(shù)
    脫乙烷塔理論塔板數(shù)對C3及C3+回收率的影響如圖4所示。由圖4可知，C3及C3+回收率隨著脫乙烷塔的理論塔板數(shù)量增加而上升，但在脫乙烷塔理論塔板數(shù)達到15塊后，塔板數(shù)的影響減弱，曲線趨于平穩(wěn)。若僅增加理論塔板數(shù)，裝置改造成本會相應(yīng)增加，但產(chǎn)品回收率增加不明顯，因此，合理的理論塔板數(shù)約為14塊。
3.4 脫乙烷塔底重沸器溫度
   脫乙烷塔底重沸器溫度對C3及C3+回收率的影響如圖5所示。從圖5可知，隨著脫乙烷塔底重沸器溫度的升高，C3及C3+回收率隨之緩慢下降，但當溫度達到90℃時回收率會加速下降。

3.5 脫乙烷塔進料位置
    脫乙烷塔的進料位置對C3及C3+回收率的影響如圖6所示。由圖6可知，C3及C3+回收率隨著脫乙烷塔的進料位置自塔頂向下移動而緩慢上升，約在第8塊塔板進料達到最大值，繼續(xù)自塔頂下移進料位置會使得回收率下降。

3.6 脫乙烷塔進料溫度
    脫乙烷塔的進料溫度對C3及C3+回收率和塔底重沸器熱負荷的影響如圖7、8所示。從圖7、8可以看出，隨著進料溫度增加，C3及C3+回收率下降，塔底重沸器的熱負荷也隨之降低。這是因為進料溫度增加，帶入了更多的熱量，從而使再沸器熱負荷減少。因脫乙烷塔塔頂沒有冷凝器，在進料帶入更多熱量后，脫乙烷塔塔頂溫度升高，部分C3及C3+被帶走，導(dǎo)致C3及C3+回收率下降。

4 參數(shù)優(yōu)化與可行性分析
    綜上可知，天然氣膨脹后的壓力、低溫分離器的溫度和脫乙烷塔底重沸器溫度對C3及C3+回收率影響較明顯。因此，通過參數(shù)優(yōu)化可以有效提高C3及C3+回收率[4～5]。
4.1 參數(shù)優(yōu)化
    對原裝置在不作重大改造的前提下，利用HYSYS軟件對實際工藝過程進行優(yōu)化，以得到較高的C3及C3+回收率。裝置參數(shù)優(yōu)化情況見表3，參數(shù)優(yōu)化前后裝置運行效果對比情況見表4。

4.2 參數(shù)調(diào)整的可行性分析
4.2.1冷箱換熱面積
    在優(yōu)化參數(shù)條件下，采用ASPEN MUSE冷箱計算軟件對冷箱換熱面積進行了核算，需要的換熱面積為576.8m2，而裝置中冷箱的設(shè)計換熱面積為680m2，因此冷箱換熱面積能夠滿足裝置運行需要。
4.2.2對低溫分離器液相進行節(jié)流
    大澇壩凝析氣處理裝置在實際運行中，未對離開低溫分離器的液相進行節(jié)流，而僅采用調(diào)節(jié)閥來調(diào)節(jié)。通過參數(shù)優(yōu)化可知，低溫分離器液相節(jié)流后的溫度可達-59.23℃，能夠增加制冷系統(tǒng)的冷量和增大冷箱的傳熱溫差，有利于換熱。
4.2.3脫乙烷塔填料層高度
    凝析氣處理裝置中脫乙烷塔為填料塔，精餾段填料層高度為5.2m，提餾段填料層高度為5.6m，填料層總計10.8m。填料采用孔板波紋填料，每米理論塔板數(shù)超過2，脫乙烷塔填料層折算成理論塔板數(shù)超過21。由圖4可知，按優(yōu)化要求理論塔板數(shù)達到14即可，故脫乙烷塔填料層高度能滿足優(yōu)化參數(shù)的需要。
4.2.4低溫分離器尺寸
    在天然氣處理量為40×104m3/d、低溫分離器冷凝溫度為-38℃時，經(jīng)核算低溫分離器所需有效尺寸為直徑780mm、長度4200mm。而裝置中現(xiàn)有低溫分離器尺寸為直徑900mm、長度5000mm。因此，低溫分離器亦能夠滿足優(yōu)化參數(shù)的需要。
5 結(jié)論
    1) 天然氣膨脹后的壓力、低溫分離器的溫度和脫乙烷塔底重沸器溫度等對C3及G+回收率影響最顯著。
    2) 在優(yōu)化條件下C3及C3+回收率分別得到大幅提高，C3回收率由原來的70%提高到現(xiàn)在的85%；C3+回收率也由原來的81%提高到現(xiàn)在的91%。
    3) 大澇壩凝析氣處理裝置的冷箱、脫乙烷塔等主要設(shè)備能夠滿足優(yōu)化需要，無需對現(xiàn)有裝置作重大改造，對現(xiàn)有裝置的參數(shù)優(yōu)化切實可行。
參考文獻
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(本文作者：王治紅1 吳明鷗1 文軍紅2 劉雄偉2 肖樂3 1.西南石油大學(xué)；2.中國石化西北油田分公司雅克拉采氣廠；3.中海石油能源發(fā)展股份有限公司石化分公司)