梁生榮，井曉燕，吳付洋，張學(xué)明，王振華，范 崢

（1.西安石油大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，陜西西安 710065；2.中國石油長慶油田分公司第一采氣廠，陜西榆林 718500）

近年來，隨著國家環(huán)保要求的日益嚴(yán)格，各大企業(yè)都在竭力推行節(jié)能減排等相關(guān)政策以更好地適應(yīng)行業(yè)發(fā)展的新動向。對于天然氣凈化廠來說，全面開展能量有效回收利用工作，從而達(dá)到節(jié)能降耗、提質(zhì)增效的目的是非常必要和迫切的[1-3]。由于硫磺回收裝置作為天然氣凈化廠中為數(shù)不多的產(chǎn)能裝置，具有較大的節(jié)能潛力，因此受到了人們越來越多的重視和關(guān)注[4]。

本文針對鄂爾多斯某天然氣凈化廠硫磺回收工藝流程進(jìn)行了節(jié)能優(yōu)化研究，借助原料組分分析以及運行參數(shù)采集等手段，通過Aspen HYSYS 7.2對該裝置進(jìn)行了全流程模擬，得到了各個重要節(jié)點的相關(guān)信息并驗證了該模型的準(zhǔn)確性，同時，基于所建模型進(jìn)一步提出了具體節(jié)能優(yōu)化方案并系統(tǒng)分析了它們的實際節(jié)能效果，最終篩選出適宜于現(xiàn)場實際工況的理想節(jié)能優(yōu)化方案，從而為日后硫磺回收裝置節(jié)能措施的實施提供了科學(xué)、可靠的數(shù)據(jù)來源及理論依據(jù)。

1 硫磺回收工藝簡介

鄂爾多斯某天然氣凈化廠硫磺回收裝置采用直接選擇氧化脫硫工藝，該工藝采用二級反應(yīng)，第一級反應(yīng)器為等溫反應(yīng)器，第二級反應(yīng)器為絕熱反應(yīng)器。

酸氣進(jìn)入酸氣分離器將原料中可能含有的液體去除后，進(jìn)入酸氣增壓機(jī)增壓。酸氣經(jīng)過配入適量的空氣形成反應(yīng)原料氣進(jìn)入原料氣預(yù)熱器，由系統(tǒng)自產(chǎn)中壓蒸汽加熱，后進(jìn)入等溫反應(yīng)器。等溫反應(yīng)器中利用水的汽化移熱產(chǎn)生中壓蒸汽，中壓蒸汽通過中壓蒸汽空冷器冷凝后返回汽包。等溫反應(yīng)器出口過程氣經(jīng)中間氣換熱器降溫，再經(jīng)硫冷凝冷卻器Ⅰ管程冷卻后分離出液硫，氣相進(jìn)入一級硫分離器分離出夾帶的液硫霧滴后返回中間氣換熱器殼程，液硫進(jìn)入液硫池。

硫冷凝冷卻器Ι管程和II管程共用一個殼體，殼程通過水蒸發(fā)移熱產(chǎn)生低壓蒸汽。低壓蒸汽經(jīng)低壓蒸汽空冷器冷凝后返回硫冷凝冷卻器循環(huán)取熱。經(jīng)中間氣換熱器加熱的過程氣進(jìn)入絕熱反應(yīng)器進(jìn)行深度氧化。絕熱反應(yīng)器出口尾氣進(jìn)入硫冷凝冷卻器II管程冷卻，后進(jìn)入硫分離器分離出少量液硫霧滴，再經(jīng)尾氣冷卻器冷卻后分離出少部分凝析出的液硫，最后進(jìn)入尾氣凈化罐吸附尾氣中含有的少量不凝硫單質(zhì)，凈化后的尾氣送至二氧化碳回收裝置或至焚燒爐焚燒后排放，液硫進(jìn)入液硫池。

2 硫磺回收流程模擬

2.1 模擬流程的熱力學(xué)選擇

由于熱力學(xué)性質(zhì)直接影響著模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，故選擇合適的熱力學(xué)性質(zhì)計算方法成為決定流程模擬、分析、優(yōu)化以及設(shè)備設(shè)計成功與否的關(guān)鍵[5-7]。對于硫磺回收裝置來說，它的原料為酸性氣，來自于天然氣凈化裝置脫硫工段胺液再生塔塔頂，其組成含量（見表1）。

表1 酸性氣組成含量一覽表

由表1可知，由于該酸性氣CO2含量較高、H2S含量較低且碳硫比高達(dá)12.48，屬于典型的非理想體系，故本文最終選擇PRSV狀態(tài)方程對該系統(tǒng)進(jìn)行準(zhǔn)確描述。PRSV狀態(tài)方程是Peng-Robinson狀態(tài)方程的修正形式，可適用于中度非理想體系[8]，其方程為：

式中：p-壓力；V-摩爾體積；T-溫度；R-氣體常數(shù)；Tc-臨界溫度；pc-臨界壓力；Tr-對比溫度；ω-偏心因子；k1-純物質(zhì)參數(shù)。

2.2 模擬流程的搭建

利用Aspen HYSYS 7.2建立硫磺回收裝置模擬流程，采用Conversion Reactor模塊模擬等溫反應(yīng)器、絕熱反應(yīng)器，采用Separator模塊模擬酸氣分離器、硫分離器，采用Heat Exchanger模塊模擬中間氣換熱器、硫冷凝冷卻器，采用Air Cooler模塊模擬空冷器，而調(diào)節(jié)、平衡、循環(huán)、設(shè)置等邏輯操作則通過Recycle、Adjust和Set模塊完成[9-12]。

天然氣凈化廠硫磺回收裝置的模擬流程圖（見圖1）。

F-2501：酸氣分離器；P-2501：酸氣增壓機(jī)；E-2501：原料氣預(yù)熱器；R-2501：等溫反應(yīng)器；E-2503：中壓蒸汽空冷器；V-103：汽包；E-2502：中間氣換熱器；E-2504：硫冷凝冷卻器；F-2502：一級硫分離器；E-2505：低壓蒸汽空冷器；R-2502：絕熱反應(yīng)器；F-2503：硫分離器；E-2506：尾氣冷卻器；D-2503：尾氣凈化罐。

2.3 模擬流程的驗證

為了驗證上述模擬流程的可靠性，在酸氣處理量為5 075 m3/h，進(jìn)氣溫度為40℃，進(jìn)氣壓力為35 kPa，H2S含量為7.01%（M/M）的現(xiàn)有氣質(zhì)條件下，利用Aspen HYSYS 7.2對硫磺回收裝置的實際工況進(jìn)行了詳細(xì)模擬，其關(guān)鍵設(shè)備模擬值與實際運行值比較（見表2）。

由表2可知，根據(jù)硫磺回收裝置模擬流程所得到計算結(jié)果與實際工況高度一致，這說明，以PRSV狀態(tài)方程作為系統(tǒng)的熱力學(xué)性質(zhì)計算方法是準(zhǔn)確可靠的，其能較好地對硫磺回收這一中度非理想體系進(jìn)行準(zhǔn)確的描述，同時，該模擬流程能夠較好地反映出該天然氣凈化廠硫磺回收裝置的實際運行情況，可以作為后續(xù)節(jié)能優(yōu)化的基礎(chǔ)模型。

該硫磺回收裝置的主要物流模擬結(jié)果（見表3）。

3 節(jié)能優(yōu)化措施

3.1 蒸汽熱量直接利用

由上述模擬結(jié)果可知，此硫磺回收裝置在現(xiàn)有工況條件下共產(chǎn)生了2.1 MPa中壓蒸汽0.637 t/h，中壓蒸汽一部分用于加熱原料氣，其余進(jìn)入中壓蒸汽空冷器冷凝后進(jìn)入汽包循環(huán)使用，同時，該裝置還產(chǎn)生了0.5 MPa低壓蒸汽0.915 t/h后，低壓蒸汽經(jīng)低壓蒸汽空冷器冷凝后，返回硫冷凝冷卻器循環(huán)取熱。

為了合理利用硫磺回收裝置自產(chǎn)的中、低壓蒸汽，建議停用在役的中壓蒸汽空冷器和低壓蒸汽空冷器，并將富余中、低壓蒸汽分別用于凈化廠內(nèi)的其他需熱裝置，換熱完成后再返回汽包循環(huán)利用。

圖1 天然氣凈化廠硫磺回收裝置模擬流程圖

表2 硫磺回收工段關(guān)鍵設(shè)備模擬值與實際運行值比較

表3 硫磺回收工段主要物流模擬結(jié)果

表3 硫磺回收工段主要物流模擬結(jié)果（續(xù)表）

表4 TEG富液二級預(yù)熱器設(shè)計結(jié)果一覽表

由于2.1 MPa中壓蒸汽的溫度約為215.0℃，而天然氣凈化裝置脫水工段TEG緩沖罐的出口溫度僅為127℃左右，故該中壓蒸汽可用于TEG富液的二級預(yù)熱，以期有效提高TEG重沸器富液進(jìn)口溫度，從而大幅降低TEG富液再生的燃料氣消耗。為了進(jìn)一步明確中壓蒸汽熱量的利用效果，本文利用HTRI Xchanger Suite 4.0對上述TEG富液二級預(yù)熱器進(jìn)行了設(shè)備選型，具體計算結(jié)果（見表4、圖2）。

圖2 TEG富液二級預(yù)熱器設(shè)計結(jié)果示意圖

由表4和圖2可知，當(dāng)利用硫磺回收裝置自產(chǎn)的中壓蒸汽對TEG富液進(jìn)行二級預(yù)熱時，TEG富液出口溫度可達(dá)176.5℃，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于優(yōu)化前的127.0℃，其熱負(fù)荷約為337.6 kW，總換熱面積約為56.88 m2，此時該換熱器的實際總傳熱系數(shù)為154.93 W/（m2·K），富余度為56.0%，完全能夠滿足系統(tǒng)換熱要求。

同時，對于甲醇回收裝置來說，它的再生塔塔底溫度約為106.1℃，而0.5 MPa低壓蒸汽的溫度高達(dá)151.9℃，其有效平均溫差為45.8℃，故建議將硫磺回收裝置產(chǎn)生的低壓蒸汽用于甲醇回收過程中塔底水的重沸加熱。為了探討低壓蒸汽熱量直接利用方案的可行性，本文亦利用HTRI Xchanger Suite 4.0對優(yōu)化后的再生塔塔底重沸器進(jìn)行了設(shè)備選型，具體計算結(jié)果（見表5、圖3）。

圖3 再生塔塔底重沸器設(shè)計結(jié)果示意圖

由表5和圖3可知，當(dāng)使用硫磺回收裝置自產(chǎn)的低壓蒸汽對甲醇回收塔塔底進(jìn)行供熱時，再生塔塔底重沸器的熱負(fù)荷約為529.8 kW，總換熱面積約為28.58 m2，傳熱系數(shù)682.73 W/（m2·K）高于最小值404.67 W/（m2·K），富余度為68.7%，完全滿足系統(tǒng)指定的換熱要求。

表5 再生塔塔底重沸器設(shè)計結(jié)果一覽表

3.2 蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用

當(dāng)天然氣凈化裝置或甲醇回收裝置距離硫磺回收裝置較遠(yuǎn)，導(dǎo)致蒸汽遠(yuǎn)程輸送損失偏大時，可以考慮采用蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案以提高蒸汽熱量回收利用的效率。凝汽式蒸汽透平作為一種用蒸汽做功的旋轉(zhuǎn)式原動機(jī)，能夠使蒸汽從透平噴嘴流出后推動動葉片膨脹做功，引起轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)并帶動發(fā)電機(jī)向外供電。該方案不僅可以對硫磺回收裝置自產(chǎn)的中、低壓蒸汽熱量進(jìn)行回收利用，同時還能夠?qū)⑥D(zhuǎn)換的電能用于廠內(nèi)其他多種用電設(shè)備。

由上述模擬結(jié)果可知，硫磺回收裝置所產(chǎn)2.1 MPa中壓蒸汽富余熱量為1.214×103MJ/h，所產(chǎn)0.5 MPa低壓蒸汽富余熱量為2.388×103MJ/h，當(dāng)選擇NK63/80/32和NK32/36/16型凝汽式蒸汽透平對它們進(jìn)行熱量回收時，若熱電轉(zhuǎn)換效率按0.65計，則以上中、低壓蒸汽可轉(zhuǎn)換電能總量達(dá)630.35 kW·h/h，折合標(biāo)準(zhǔn)煤能耗約為233.23 kgCE/h。

表6 蒸汽熱量直接利用方案節(jié)能效果表

表7 蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案節(jié)能效果表

3.3 兩種蒸汽熱量利用方案對比

對上述兩種蒸汽熱量利用方案進(jìn)行能耗分析，其節(jié)能效果分別（見表6、表7）。

由表6和表7可知，蒸汽熱量直接利用方案可節(jié)約能耗167.35 kgCE/h，而蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案可節(jié)約能耗236.95 kgCE/h，蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案較蒸汽熱量直接利用方案的節(jié)能效果更為顯著，因此，建議采用蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案對硫磺回收裝置產(chǎn)生的中、低壓蒸汽熱量進(jìn)行回收和利用。

4 結(jié)論

（1）利用Aspen HYSYS 7.2并選擇PRSV狀態(tài)方程對鄂爾多斯某天然氣凈化廠硫磺回收裝置進(jìn)行了全流程模擬，結(jié)果表明此物性模型能夠較為準(zhǔn)確地反映出該裝置的實際運行情況，可作為后續(xù)節(jié)能優(yōu)化的基礎(chǔ)模型。

（2）對于硫磺回收裝置副產(chǎn)的中、低壓蒸汽來說，0.637 t/h 2.1 MPa中壓蒸汽可用于二級預(yù)熱TEG富液以進(jìn)一步提高TEG重沸器富液進(jìn)口溫度，從而有效降低TEG富液再生的燃料氣消耗；而0.915 t/h 0.5 MPa低壓蒸汽則可用于甲醇回收過程中塔底水的重沸加熱，亦可有效減少甲醇回收裝置的單位能耗。

（3）與蒸汽熱量直接利用方案相比，節(jié)約能耗167.35 kgCE/h，蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案通過凝汽式蒸汽透平對硫磺回收裝置產(chǎn)生的中、低壓蒸汽熱量進(jìn)行回收、利用，研究結(jié)果表明，蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案可節(jié)約能耗236.95 kgCE/h，后者較前者的節(jié)能效果更為顯著，故建議后續(xù)采用蒸汽熱量轉(zhuǎn)換電能利用方案對硫磺回收裝置進(jìn)行節(jié)能優(yōu)化改造。