榮楊佳 王成雄 趙云昆 胡成星 饒 冬 諸 林

1.昆明貴金屬研究所稀貴金屬綜合利用新技術(shù)國家重點實驗室 2.西南石油大學化學化工學院 3.中國石油塔里木油田公司油氣田產(chǎn)能建設(shè)事業(yè)部 4.中國石化西南油氣分公司采氣二廠

0 引言

氦氣，是十分寶貴的稀有氣體，尤其在國防和尖端科研上被廣泛應用[1]。氦的主要來源是含氦天然氣，不同地區(qū)天然氣中的氦濃度不同，高含氦天然氣主要集中在美國和俄羅斯，中國屬于貧氦國家，氦資源蘊藏量少且品質(zhì)差，開發(fā)利用非常困難，造成了我國氦產(chǎn)量低和提取成本高的現(xiàn)狀[2-3]。

低溫法是目前天然氣提氦技術(shù)中最為成熟、應用最為廣泛的提氦方法。低溫法的適應性和穩(wěn)定性較好，且裝置的處理量大，還可同時副產(chǎn)LNG，有利于提高天然氣提氦的經(jīng)濟性。從天然氣流中分離氦氣的低溫過程分為3種：①基于閃蒸的過程；②基于蒸餾的過程；③閃蒸和蒸餾的集成。基于閃蒸流程使用的設(shè)備更少，裝置更簡單，過程的比功率（指壓縮機在單位時間內(nèi)吸入單位氣量所消耗的功率，相同壓力下比功率越小的壓縮機越節(jié)能）低于其他類型，而且該方法具有合適的氦氣提取速率[4]。美國氣體及化工產(chǎn)品工業(yè)公司（APCI）是世界上最大的氦氣生產(chǎn)商之一，開發(fā)了一種多級閃蒸器分離的方法從天然氣中回收氦氣，適用于低含氦天然氣（氦含量大于0.1%），粗氦的摩爾分數(shù)達47 %，回收率達91%[5]。

但是，從天然氣中單一回收氦仍然是昂貴且能源密集型的，和輕烴聯(lián)合生產(chǎn)的深冷提氦工藝能有效降低能耗和成本，實現(xiàn)冷量的最大化利用[6]。2012年在四川省榮縣東興場鎮(zhèn)建成天然氣提氦裝置，是我國目前唯一運行中的天然氣提氦裝置，以天然氣自身為制冷劑，采用膨脹工藝來獲得低溫的主要冷量，并使天然氣液化得到LNG，單位產(chǎn)品能耗降低了38.2%，但低含氦天然氣的提氦經(jīng)濟性不高，造成單位產(chǎn)品成本高，因而難以與國際氦生產(chǎn)競爭[7]?，F(xiàn)有的專利技術(shù)中，“用于在LNG液化設(shè)備中脫氮和/或回收氦氣的方法”，以及西南油氣田公司成都天然氣化工總廠通過“液化天然氣聯(lián)產(chǎn)提氦工藝技術(shù)”[8]的研究，已獲得兩項國家發(fā)明專利授權(quán)，“天然氣低溫提氦系統(tǒng)及方法”[9]和“一種天然氣提氦的方法”[10]。由于中國天然氣中的氦含量極低，提氦過程中需要處理大量的原料天然氣，經(jīng)濟效益不高。此外，還有“一種LNG閃蒸氣的提氦、脫氮和再液化裝置”[11]和“一種氦提取單元、氦提取裝置和聯(lián)產(chǎn)氦氣的系統(tǒng)”[12]的專利技術(shù)，是從LNG閃蒸氣中提氦，但都采用了多個換熱器和外部制冷系統(tǒng)，工藝的集成度不夠高，熱設(shè)計效率較低。

為了克服現(xiàn)有工藝生產(chǎn)能力的瓶頸，降低單位液化成本，在逐步液化過程中高度集成和回收冷量，筆者提出自產(chǎn)冷劑循環(huán)制冷加膨脹制冷加冷箱集成換熱的DHX—閃蒸提氦聯(lián)產(chǎn)工藝，采用HYSYS軟件，對聯(lián)產(chǎn)工藝、DHX輕烴回收和閃蒸提氦單一工藝進行模擬分析，研究了工藝的關(guān)鍵參數(shù)對設(shè)備能耗、產(chǎn)品回收率的影響，并通過經(jīng)濟性和熱力學的比較，以期為該聯(lián)產(chǎn)工藝的應用提供范例。

1 單一工藝與聯(lián)產(chǎn)工藝

以某天然氣處理廠經(jīng)過凈化后的天然氣作為聯(lián)產(chǎn)工藝的原料氣，原料氣進料溫度為20 ℃，進料壓力為6 MPa，處理量為5.0×105m3/d，原料氣組成如表1所示，其中氦含量為0.21%。

表1 原料氣組成表

1.1 輕烴回收工藝

一方面，給定的原料氣與輸出干氣有壓差可供利用，加之原料氣中的C3+含量較高，回收裝置也以回收C2+以上為主要目的，較大程度回收冷凝液。另一方面，輕烴回收新技術(shù)中的DHX工藝利用脫乙烷塔的塔頂氣冷凝回流吸收重接觸塔中的重組分，從而獲得較高的C3+回收率[13]。因此，綜合考慮以上兩方面，為了獲得高的C3+產(chǎn)品的回收率，降低設(shè)備投資，充分回收并利用冷量，輕烴回收工藝采用DHX工藝（圖1）。

圖1 DHX輕烴回收流程簡圖

1.2 提氦工藝

在低溫提氦工藝中，與蒸餾塔工藝相比，多級閃蒸分離工藝具有更低的資金成本。粗氦產(chǎn)品的氦含量取決于進料的氦濃度、可用的壓降和由此產(chǎn)生的溫度變化，靈活性強，經(jīng)濟效益好[14]。APCI和林德是世界上最大的氦氣生產(chǎn)商，兩個公司均開發(fā)了氦回收的多級閃蒸工藝[15]?；陂W蒸分離的APCI和林德工藝的提氦率（η）與從天然氣中回收氦氣的能力（ω）分別為91%、227 kW/(kg·h－1)和96%、388 kW/(kg·h－1)[16]。在綜合回收率和能耗方面，提氦工藝采用基于閃蒸分離的APCI提氦流程（圖2）。低溫氦氣回收在非常低的溫度下運行，需要應用先進的低溫級聯(lián)制冷系統(tǒng)[17]。因為在每個閃蒸階段，氦會和氮氣一起蒸發(fā)，低溫的液態(tài)天然氣產(chǎn)品經(jīng)過級聯(lián)循環(huán)可作為自產(chǎn)制冷劑用于對進料進行預冷。

圖2 基于閃蒸分離的APCI提氦流程簡圖

1.3 聯(lián)產(chǎn)工藝

筆者提出的聯(lián)產(chǎn)工藝流程如圖3所示，工藝主要分為輕烴回收、提氦部分和自產(chǎn)冷劑制冷循環(huán)部分。

圖3 聯(lián)產(chǎn)工藝流程簡圖

原料氣通過冷箱LNG-101預冷后，在低溫分離器V-101中分離出氣液兩相，液相在冷箱中復熱后通入脫乙烷塔T-102，氣相通入重接觸塔T-101與脫乙烷塔T-102塔頂回流罐V-102分離出的氣相逆流接觸，兩個物流直接進行熱交換，脫除部分C1、C2后，重接觸塔T-101底部液相再通入脫乙烷塔T-102進一步除去C1、C2。脫乙烷塔T-102塔底液相通入脫丁烷塔T-103精餾得到液化石油氣和穩(wěn)定輕油。

來自重接觸塔T-101塔頂?shù)母蓺膺M入冷箱LNG-101預冷后出現(xiàn)氣液兩相。出冷箱后的物流經(jīng)過節(jié)流膨脹，物流降溫至－143 ℃后通入閃蒸罐V-100。V-100頂部氣相經(jīng)過冷箱換熱后進入閃蒸罐V-104，液相主要為不含氦的液甲烷以及少量的液乙烷，經(jīng)過節(jié)流降溫后，進入閃蒸罐V-105和V-106。閃蒸罐V-104頂部分離出粗氦，V-106底部分離出LNG。閃蒸罐V-105與V-106頂部物流和V-104底部物流混合后，一部分物流作為自產(chǎn)冷劑，經(jīng)過四級壓縮和一級膨脹實現(xiàn)循環(huán)制冷。另一部分物流經(jīng)過壓縮機升壓、空冷和水冷降溫后作為外輸氣。

2 模擬分析

輕烴回收和提氦過程使用Aspen HYSYS建模。對于低溫氣體處理系統(tǒng)，通常使用PR狀態(tài)方程。PR方程不僅能夠滿足氣液平衡計算精度的要求，而且用于氣液兩相之間的相平衡計算會更準確，聯(lián)產(chǎn)工藝流程模擬采用PR狀態(tài)方程。聯(lián)產(chǎn)工藝模擬流程如圖4所示，詳細的工藝參數(shù)設(shè)定如表2、3所示。單一的DHX輕烴回收、閃蒸提氦工藝過程計算類似。

圖4 聯(lián)產(chǎn)工藝模擬流程圖

表2 DHX輕烴回收工藝參數(shù)設(shè)定表

表3 閃蒸提氦工藝參數(shù)設(shè)定表

2.1 關(guān)鍵參數(shù)分析與討論

模擬涉及壓縮機、膨脹機、精餾塔、閃蒸罐、再沸器和換熱器等諸多設(shè)備。因此，應用DHX塔頂液相回流溫度、膨脹機出口壓力、脫乙烷塔中部進料溫度、制冷劑高壓及低壓壓力等關(guān)鍵參數(shù)，對C+3回收率、再沸器負荷、壓縮機膨脹機能耗的影響進行分析。

2.1.1 DHX塔頂回流溫度對C3+回收率及脫乙烷塔再沸器負荷的影響

DHX 塔是輕烴回收的關(guān)鍵設(shè)備，塔頂?shù)幕亓饕簾N直接與原料氣換熱，回流溫度會直接影響DHX塔的吸收效果，從而影響C3+回收率。在－35～－90 ℃內(nèi)，隨著回流溫度的降低，C3+回收率緩慢提高，由97.40%提高到99.80%（圖5）。而對于脫乙烷塔的再沸器負荷，在溫度降至－70 ℃前，基本保持穩(wěn)定，降至－70 ℃之后，隨著溫度的繼續(xù)降低，再沸器負荷急劇上升。主要原因是過低的回流溫度，導致DHX塔底液相中輕組分增加，進而引起脫乙烷塔再沸器能耗的增加。因此，在實際操作中，我們選定彎曲點值－70 ℃作為DHX塔頂回流溫度。

圖5 DHX塔頂回流溫度對C3+回收率及脫乙烷塔再沸器負荷的影響圖

2.1.2 膨脹機出口壓力對C3+回收率及脫乙烷塔再沸器負荷的影響

膨脹機K-101提供輕烴回收裝置的所有制冷量，在膨脹機出口壓力介于3 990～4 500 kPa時，隨著出口壓力的增加，C3+的回收率從97.94%緩慢降至97.54%，而脫乙烷塔的再沸器負荷卻從41.48 MW大幅降至4.74 MW（圖6）[18]。這主要因為在相同輸入壓力下，當出口壓力增大時，獲得的冷量就越少，C3+的回收率就降低。另一方面，脫乙烷塔底部需要更少的熱量來維持脫乙烷塔的氣液相平衡。因此，再沸器需要提供的能量自然減少[19]。在DHX塔的正常塔壓操作范圍內(nèi)，需要選擇合適的出口壓力以平衡再沸器負荷和C3+回收率兩者的關(guān)系。

圖6 膨脹機出口壓力對C3+回收率及脫乙烷塔再沸器負荷的影響圖

2.1.3 提氦閃蒸罐進料溫度對粗氦回收率及能量節(jié)約的影響

提氦閃蒸罐V-104的進口物流為氣液兩相，氣相主要為氦氣和氮氣，以及少量甲烷，液相主要為液烴。甲烷、氮和氦的標準沸騰溫度分別為111.70 K、77.36 K和4.22 K，當進口物流溫度低于－162℃，甲烷基本全部被分離[20]。隨著進料溫度逐漸降低，粗氦回收率從94.10%降至92.67%，對于全流程，能量節(jié)約值先上升后下降，存在一個最大值（圖7）。這主要因為溫度的降低也會導致部分氦氣液化，故粗氦回收率隨之下降，而自產(chǎn)冷劑的流量是與V-104底部物流流量相關(guān)的，隨著溫度降低至－166 ℃以下，V-104底部物流流量增大，即制冷劑流量也增加，故壓縮機和膨脹機需要消耗更多的功來使制冷劑達到制冷要求，故能量節(jié)約值先升后降[21]。因此，在實際操作中，保證能量節(jié)約值在不低于峰值的前提下，我們選定提氦閃蒸罐進料溫度為－166 ℃，粗氦回收率為93.39%，能量節(jié)約值為1 340 kW。

圖7 提氦閃蒸罐進料溫度對粗氦回收率及能量節(jié)約的影響圖

2.1.4 自產(chǎn)制冷劑低壓壓力對壓縮機耗能及膨脹機輸出功率的影響

閃蒸罐V-105與V-106頂部物流和V-104底部物流混合后作為自產(chǎn)冷劑，經(jīng)過四級壓縮和一級膨脹實現(xiàn)循環(huán)制冷，分析了自產(chǎn)冷劑低壓壓力（膨脹機K-104出口壓力）對壓縮機耗能及膨脹機輸出功率的影響（圖8）。從圖8可以看出，當制冷劑的低壓增加時，壓縮機的能耗和膨脹輸出功率呈現(xiàn)下降趨勢。因為膨脹機K-104的輸出壓力（即壓縮機K-105的輸入壓力）隨著膨脹機K-104的出口壓力增加（即制冷劑低壓增加），所以K-105的輸入壓力升高使壓縮比降低，能耗降低。

圖8 自產(chǎn)制冷劑低壓壓力對壓縮機耗能及膨脹機輸出功率的影響圖

2.1.5 自產(chǎn)制冷劑高壓壓力對壓縮機耗能及膨脹機輸出功率的影響

自產(chǎn)冷劑高壓壓力即壓縮機K-108出口壓力，制冷劑高壓壓力的升高會導致壓縮機組能耗增加，同時膨脹機的輸出功也有所增加（圖9）[22]。這是由于在制冷劑低壓壓力不變的條件下，制冷劑高壓壓力升高，壓縮比和膨脹比都增加，導致壓縮機需要消耗更多的能量來壓縮制冷劑，與此同時，膨脹機就會獲得更多的輸出功率。

圖9 自產(chǎn)制冷劑高壓壓力對壓縮機耗能及膨脹機輸出功率的影響圖

綜上所述，為得到較高的C3+回收率，以及較低的負荷和功耗，利用HYSYS仿真軟件對參數(shù)進行優(yōu)化后，確定了在DHX塔頂回流溫度為－70 ℃、膨脹機出口壓力4 500 kPa、提氦閃蒸罐進料溫度為－166℃等最優(yōu)工藝參數(shù)下，得到C3+回收率為99.11%，粗氦回收率為93.39%，能量節(jié)約值為1 340 kW。

2.2 模擬結(jié)果

在基本的參數(shù)設(shè)定下，模擬得到的產(chǎn)品組成對比如表4所示，從不同工藝的產(chǎn)品的組成情況可知，聯(lián)產(chǎn)工藝與傳統(tǒng)單一工藝的產(chǎn)品組成相差不大。在模擬的基礎(chǔ)上，確定流程參數(shù)的關(guān)鍵節(jié)點設(shè)置，對其余可變參數(shù)進行了漸進調(diào)優(yōu)[23]。模擬結(jié)果關(guān)鍵流股數(shù)據(jù)如表5所示，由物流15可知，通過工藝的集成設(shè)計，C3+的輕烴基本完全回收，全流程的輕烴回收率達98%，較高的輕烴回收率使流程的綜合成本大幅降低。由物流52可知，通過流股之間換熱就能達到富集氦氣的溫度，且C1以上的組分基本被完全液化回收。由物流63可知，提氦閃蒸罐V-104底部的液相物流63作為自產(chǎn)冷劑循環(huán)制冷，流量達672.9 kmol/h，同時可提供－169.8 ℃的低溫溫位，極大地節(jié)省了制冷劑的成本。

表4 產(chǎn)品組成對比表

表5 關(guān)鍵流股數(shù)據(jù)表

2.3 與單一工藝的比較

主要利用產(chǎn)品收率和能耗等經(jīng)濟數(shù)據(jù)，以及熱力學數(shù)據(jù)對聯(lián)產(chǎn)和單一工藝進行了綜合比較。

2.3.1 主要經(jīng)濟數(shù)據(jù)比較

丙烷與粗氦的回收率和裝置能耗情況如表6所示，通過工藝的集成設(shè)計和換熱網(wǎng)絡(luò)的高度集成，在主體裝置單位能耗方面，與單一工藝相比，直接換熱（DHX）—閃蒸提氦聯(lián)產(chǎn)工藝具有明顯的節(jié)能優(yōu)勢：總壓縮功耗比單一的DHX工藝和閃蒸提氦工藝低1 118 kW，約低22.20%；綜合能耗比單一的DHX工藝和閃蒸提氦工藝低107 678 MJ/d，約低17.28%。

表6 聯(lián)產(chǎn)工藝與單一工藝模擬結(jié)果對比表

由表6分析可知，相比于傳統(tǒng)的單一工藝，聯(lián)產(chǎn)工藝有如下優(yōu)點：①能量的充分回收和利用。膨脹機K-101和K-104膨脹產(chǎn)生的功可用于壓縮機K-102和K-106的功回收，可回收功的功率為642.3 kW，有效利用膨脹機產(chǎn)功可以進一步降低整個系統(tǒng)的能耗。②自產(chǎn)冷劑能提供多個溫位區(qū)間。閃蒸罐V-105與V-106頂部物流和V-104底部物流混合后作為自產(chǎn)冷劑，由于自產(chǎn)冷劑是混合制冷劑，每個溫度范圍由相應的制冷劑提供，因此，冷熱換熱曲線之間的間隙很小，并且交換溫度差最小，以此可以補償單一制冷劑存在較大溫差的不足。此外，還能夠提供－169.8 ℃的低溫溫位，流量達672.9 kmol/h，可根據(jù)實際工況的冷量需求，調(diào)節(jié)制冷劑的循環(huán)流量，極大地節(jié)省制冷劑的費用。③換熱器的高度集成。兩個獨立冷箱集成為一個多流股換熱冷箱，將不同溫位冷量加以利用，降低了換熱負荷，降低外部高品位的冷量供給量，即降低膨脹機膨脹比和減少自產(chǎn)冷劑循環(huán)制冷系統(tǒng)的負荷。

2.3.2 主要熱力學數(shù)據(jù)比較

多流股換熱器的對數(shù)傳熱溫差（LTMD）和最小傳熱溫差，以及負荷對比情況如表7所示。UA（U表示換熱系數(shù)；A表示換熱面積）能夠更直觀地表示單位尺寸換熱器的換熱能力，聯(lián)產(chǎn)工藝的UA值遠小于兩個單一工藝的UA之和，約低6.381×105kJ/(℃·h)，表明在產(chǎn)品收率和質(zhì)量相同的情況下，聯(lián)產(chǎn)工藝的換熱面積更小，換熱器體積更小。此外，聯(lián)產(chǎn)工藝的多流股換熱器的傳熱溫差和負荷均低于兩個單一工藝之和，約低3.97 ℃和836 kW。因而可以得出結(jié)論：聯(lián)產(chǎn)工藝的集成換熱器具有高效的換熱效率和更低的操作費用。

表7 溫差、最小傳熱溫差和負荷對比表

在低溫過程中，多流股換熱器的性能是影響功耗的決定性因素。該過程的能耗主要取決于多流股換熱器的平均換熱溫差。通常，換熱器的平均換熱溫差越小，則工藝能耗越低[24]。聯(lián)產(chǎn)工藝多流股換熱器的組合曲線如圖10所示，可以有效代表冷過程的傳熱動力學。多流股換熱器的復合曲線表明，該工藝的熱設(shè)計效率很高，最小傳熱溫差介于2～4 ℃，說明系統(tǒng)既具有適當?shù)膫鳠釀恿W特性，又具有過程可逆性。

圖10 聯(lián)產(chǎn)流程的多流股換熱器的組合曲線

3 結(jié)論

1）聯(lián)產(chǎn)工藝使用了能夠提供－169.8 ℃低溫溫位的自產(chǎn)冷劑循環(huán)制冷，并能有效地集成回收和利用冷量，與單一工藝相比，聯(lián)產(chǎn)工藝具有明顯的節(jié)能降耗優(yōu)勢，總壓縮功耗比單一工藝低1 118 kW，約低22.20%；單位綜合能耗降低約17.27%。生產(chǎn)出液化石油氣、穩(wěn)定輕烴、LNG和外輸氣4種合格的產(chǎn)品，C3+回收率達99.11%，粗氦回收率達93.39%，粗氦濃度達38.30%，能量節(jié)約值為1 340 kW，具有實際應用價值。

2）參數(shù)優(yōu)化方案中，在實現(xiàn)C3+回收率與設(shè)備能耗之間的最佳平衡，并確保液化氣和LNG、粗氦濃度符合質(zhì)量標準的前提下，確定了最優(yōu)的工藝參數(shù)：DHX塔頂?shù)幕亓鳒囟葹椋?0 ℃，膨脹機出口壓力4 500 kPa，提氦閃蒸罐進料溫度為－166 ℃。在滿足流程運行要求時，適當提高自產(chǎn)冷劑低壓壓力，適當降低自產(chǎn)冷劑的高壓壓力和流量，能起到降低裝置能耗的作用。