книги / Переработка нефтяных и природных газов

8

700 7SO 800 850 900 950

LrH4Mb/4

Рис. 111.60.

Профиль изменения содержания извлеченных из газа компонентов в абсорбенте по высоте абсорбционного аппарата:

Ci — метан; С2 — этан; С3 — пропан, О — адиабатический режим; # — оптимальный режим.

Рис. II 1.61.

Профиль изменения количества извлеченных из газа компонентов в абсорбенте по высоте абсорбера.

Условные обозначения см. на рис. III.60.

рого во всех режимах существенно отличалась. При низких тем­ пературах сравнительная оценка затрат холода может быть про­ ведена только на основе оптимизационных расчетов всего техноло­ гического контура с учетом рекуперации холода всех потоков блока абсорбции. По предварительной оценке оптимизация съема тепла по высоте абсорбера позволяет снизить затраты холода по блоку абсорбции на 15—20%. Если процесс абсорбции прово­ дят при повышенных температурах и рекуперация холода сухого газа малоэффективна, результаты оптимизации по контуру абсор­ бера будут справедливы и для блока абсорбции в целом.

Для практической реализации оптимального или изотермического режима целесообразно использовать, в частности, абсорберы с трубчато-решетчатыми тарелками, так как съем тепла в таких аппаратах производится непосредственно в зоне контакта взаимодействующих фаз. При такой организации процесса не требуются традиционные теплообменные устройства, работающие в схеме «абсор­ бер—холодильник—абсорбер». При наличии трубчато-решетчатых тарелок изо­ термический режим или режим, близкий к оптимальному, может быть обеспе­ чен в ряде случаев за счет подачи в трубчато-решетчатые тарелки технологиче­ ских потоков с относительно высокой температурой, при которой может ока­ заться невыгодным охлаждать сухой газ или тощий абсорбент в обычных тепло­ обменных аппаратах, так как с большей эффективностью эти потоки можно использовать для съема тепла в абсорберах с трубчато-решетчатыми тарелками или другими аналогичными тепломассообменнымн устройствами. Могут быть варианты, при которых для этой цели окажется выгодным использовать «бро­ совый» холод различных газообразных и жидких продуктов, получаемых при добыче нефтяных (природных) газов и газового конденсата.

221

С помощью однорядных трубчато-решетчатых тарелок можно обеспечить съем тепла 525—546 тыс. кДж/ч (в расчете на одну теоретическую тарелку). Это не всегда обеспечивает возможность достижения абсолютного оптимума. Поэтому был произведен поиск оптимума с ограничением теплосъема с одной теоретической тарелки. В этом случае поиск оптимального режима можно осу­ ществить с помощью описанного выше алгоритма. Для этого в кри­ терий оптимизации необходимо ввести функцию штрафа, которая в случае превышения заданного уровня теплосъема будет резко повышать значение целевой функции. Анализ показал, что при выполнении этого условия функция цели увеличивается незна­ чительно, а качество оптимума практически не ухудшается. При этом ярко выраженные максимумы локального теплосъема не только перераспределяются на несколько тарелок (образуются целевые зоны возможного съема тепла), но и вообще могут изме­ нять свое местоположение [100]. Это обстоятельство необходимо учитывать при оптимизации режима работы массообменных аппаратов.

Одним из возможных способов повышения эффективности работы установок НТА является организация процесса абсорбции с подводом тепла в нижнюю часть абсорбционной колонны. В ре­ зультате этого снижается нагрузка абсорбционио-отпарной ко­ лонны и сокращается количество низконапорного газа, получае­

сов абсорбции нефтяного газа и деметани-

222

абсорбера-деметанизатора: диаметр 400 мм, межтарельчатое рас­ стояние 300 мм, свободное сечение тарелок 18,6%, ширина щели на тарелке или расстояние между рядами труб 5 мм. Тепло абсорб­ ции снимали за счет подачи в трубчато-решетчатые тарелки газо­ вого конденсата, предварительно охлажденного в системе аммиач­ ного холодильного цикла. Это позволяло проводить процесс абсорбции в условиях благоприятного теплового режима и под­ держивать температуру в абсорбционной секции в пределах 12-14 °С.

На установке использовали два абсорбента — нестабильный конденсат подавали на четвертую тарелку (счет с верха) абсор­ бера — деметанизатора, стабильный — на первую тарелку. Хи­ мический состав сырого нефтяного газа и абсорбентов приведен ниже:

В процессе исследования изменяли только температуру в нижней кубовой части аппарата; все остальные параметры были неиз­ менны: расход исходного нефтяного газа составлял 1370 м3/ч, удельный расход абсорбента 2,85 л/м3 газа, соотношение тяжелого и легкого абсорбента было 1 : 2, температура аб­ сорбента не превышала 7—10 °С, рабочее давление составляло 1,58 МПа.

На рис. II 1.63 представлены зависимости изменения коэффи­ циентов извлечения (<р) метана, этана и пропана от температуры

остается неизменным, а извлечение метана и этана непрерывно уменьшается и при 100—110 °С достигается практически полная деметанизация насыщенного абсорбента. Ниже приведены данные

* Это было сделано в связи с неисправностью нижних тарелок — при хоро­ шем их состоянии водяной пар можно было подавать в трубки тарелок.

223

о фактическом изменении температур по высоте аппарата, работа­ ющего в режимах абсорбера и абсорбера-деметанизатора:

Анализ экспериментальных и расчетных данных показал, что слабая зависимость извлечения пропана от температуры низа абсорбера-деметанизатора (рис. III. 64) обусловлена тем, что при

Рис. I I I .63.

Рис. I I I .64.

Потери пропана (С3) с сухим газом абсорбера — деметанизатора и с сухим газом АОК в зависимости от температуры в нижней части абсорбера-деметанизатора

(_______ Е_______

t W)°C

224

Таблица III,9. Характер изменения газового потока и распределения температур по высоте абсорбера-деметанизатора (расчетные данные)

высоте абсорбционной секции аппарата практически не изме­ нялся (табл. II 1.9), а газовый поток увеличивался за счет газов деметанизации незначительно (см. табл. III.9) и не мог оказать существенного влияния на эффективность процесса в абсорб­ ционной секции аппарата.

На рис. 111.64 приведены данные, характеризующие эффектив­ ность работы системы «абсорбер — деметанизатор — абсорб- ционно-отпарная колонна» применительно к одному из газопере­ рабатывающих заводов при повышении температуры в нижней кубовой части абсорбера-деметанизатора с 23 до 130 °С. Анализ этих данных показал, что зависимость, отражающая связь между величиной суммарных потерь пропана в системе и температурой

Экстремальный характер функций можно объяснить тем, что за­ висимость эта отражает действие двух противоположно напра­ вленных факторов, интенсивность которых определяется темпе­ ратурой низа абсорбера-деметанизатора (имеется в виду интенсив­ ность роста потерь пропана с сухим газом абсорбера-деметани­ затора и снижения потерь пропана с сухим газом АОК). Исполь­ зование абсорбера-деметанизатора позволяет в данном случае сократить потери пропана на установке масляной абсорбции при­ мерно на 30%, а также уменьшить в 2 раза нагрузку абсорбцион- но-отпарной колонны и в результате этого снизить теплоэнерге­ тические затраты на проведение процесса.

Схема с предварительной деметанизацией насыщенного абсор­ бента может быть легко реализована в аналогичных условиях на

.действующих газоперерабатывающих заводах. Рассматривая этот вопрос, необходимо иметь в виду, что подвод тепла в нижнюю кубовую часть абсорбера, работающего при низких температурах, исключает возможность использования холода насыщенного аб­ сорбента. Это может привести к увеличению теплоэнергетических затрат на проведение процесса низкотемпературного разделения газа. Кроме того, использование абсорбера-деметанизатора на

установках НТА осложняется тем, что значительная часть метана и этана конденсируется в системе предварительного отбензинива­ ния газа (т. е. в узле НТК) и вместе с ШФУ поступает в абсорб- ционно-отпариую колонну. Поэтому содержание метана и этана в сырьевом потоке АОК может быть достаточно высоким, несмотря на повышение температуры в нижней части абсорбера. Ниже при­ водятся расчетные составы (в кмоль/ч) сырья абсорбционноотпарной колонны установки НТА (применительно к одному из ГПЗ) без подвода тепла и с подводом тепла в кубовую часть абсор­

Таким образом, в данном случае более 50% метана, поступа­ ющего в АОК, извлекается до поступления газа в абсорбер. По­ этому в результате подвода тепла в низ абсорбера содержание метана уменьшается в сырье АОК только на 30%, а содержание этана практически не изменяется. В этих условиях вопрос о деэтанизации насыщенного абсорбента и ШФУ по ректификационной схеме можно будет решить только на основе технико-экономиче­ ского анализа достоинств и недостатков такого варианта.

Узел деэтанизации. Важным элементом схемы абсорбционного процесса разделения нефтяных и природных газов является узел деэтанизации насыщенного абсорбента. От эффективной работы этого узла зависит глубина извлечения легких нежелательных углеводородов (метана и др.) из сырьевых потоков, содержание которых регламентируется в товарных продуктах ГПЗ. При. производстве пропана и более тяжелых углеводородов количество этана ограничивается, например, в сырьевом потоке десорбера из-за того, что повышенное его содержание приводит к необхо­ димости ужесточения условий конденсации широкой фракции углеводородов (С3+писпше), получаемой с верха десорбера, а при отсутствии такой возможности возникает проблема компримиро­ вания и смешения этой продукции с сырым газом с целью повтор­ ного извлечения ее в абсорбере, т. е. возникает необходимость рекомпрессии и реабсорбции иесконденсировавшихся углеводоро­ дов. При повышенном содержании этана в сырьевом потоке де­ сорбера ухудшается качество пропановой (пропан-бутановой)

226

фракции, получаемой на газофракционирующих установках (ГФУ), а также создаются трудности в обеспечении необходимой четкости разделения ШФУ.

При переработке ШФУ на газофракционирующих установках ГПЗ содер­ жание этана в широкой фракции не должно превышать 2% масс, в расчете на пропан. В случае если ШФУ передается на центральные газофракционирующие установки, в составе которых имеется собственный узел деэтанизации, содержа­ ние этана регламентируется в ШФУ на уровне 3—5% масс.

При неудовлетворительной организации режима работы аб- сорбционно-отпарной колонны содержание целевых углеводоро­ дов (пропана и др.) в сухом газе АОК увеличивается, что приводит к уменьшению производства ШФУ, поскольку больше целевых углеводородов попадает в топливный сухой газ.

Во ВИИИгаз было проведено обследование работы АОК ряда абсорбционных установок ГПЗ. В табл. ШЛО и III. 11 приведены основные технологические параметры и качественные показатели работы узлов деэтанизации абсорбционных установок пяти газо­ перерабатывающих заводов [107]. Отличительная особенность

Таблица II1.10. Технологические параметры и основные качественные показатели работы узла деэтанизации

Давление, МПа

технологических схем АОК заключалась в следующем. На ГПЗ № 1 температура в нижней кубовой части колонны поддержива­ лась за счет циркуляции нижнего продукта через нагревательную печь; на ГПЗ № 2—5 температура в кубовой части АОК поддержи­ валась за счет циркуляции нижнего продукта колонны через рекуперативные теплообменники, где в качестве теплоносителя

поступающего в абсорбер. При этом расход регенерированного (тощего) абсорбента составлял 8—27,7 л/м3 сухого газа (18— 40% от общего объема абсорбента, подаваемого в абсорбер). Тем­ пература в нижней кубовой части АОК поддерживалась на уровне 130—245 °С. Из этих данных следует в частности, что деэтанизация насыщенного абсорбента на установках МАУ сопряжена с большими эксплуатационными расходами. Кроме того, даже при

вавшихся углеводородов, поступающих в рефлюксную емкость десорбера, составлял 140 тыс. м3/сут, или 12% от общего объема сырого газа [108]. Рекомпрессия и реабсорбция этих продуктов сопряжена с дополнительными капитальными и эксплуатацион­ ными затратами. Поэтому необходимо стремиться к созданию условий для наиболее полной конденсации широкой фракции, получаемой с верха десорбера.

Во ВНИИгаз для разработки рекомендаций по совершенство­ ванию технологических схем узла деэтанизации насыщенного абсорбента были проведены расчетно-экспериментальные исследо­ вания, посвященные изучению эффективности работы абсорб- ционно-отпарной колонны при изменении температуры и состава сырья АОК, глубины извлечения пропана и степени отпарки этана, числа теоретических тарелок и места ввода сырья в колонну. Одновременно была изучена возможность повышения эффектив­ ности процесса деэтанизации за счет ввода насыщенного абсор-

228

бента в АОК на две питательные тарелки при различных темпе­ ратурах сырьевых потоков [107]. При выполнении этого исследо­ вания изменяли один из технологических параметров и сравни­ вали следующие показатели: количество регенерированного аб­ сорбента L, тепловые нагрузки на испаритель Q, максимальные количества паров Fmax и жидкости Lmax в абсорбционно-отпарной колонне. Расчеты АОК выполняли на ЭВМ по методу «от тарелки к тарелке» (в основу положена термодинамическая модель про­ цесса).

На рис. II 1.65 приведены зависимости, характеризующие вли­ яние температуры сырья (насыщенного абсорбента) на эффектив­ ность работы абсорбционно-отпарной колонны. На этом и других графиках за 100% приняты показатели работы АОК при наимень­ шем значении варьируемого параметра. Исходные данные для расчета. Состав сырья (в % мол.): метана 16,8, этана 22,2, про­ пана 18,1, бутанов 5,09, пентанов 0,69, абсорбента 36,66 (в ка­ честве абсорбента использована нефтяная фракция с молекуляр­

Рис. I I I .65.

Влияние температуры сырья на показатели работы АОК:

Рис. I I 1.66.

Влияние степени извлечения пропана на показатели работы абсорбционно-отпарной колонны:

1 — количество регенерированного абсорбента; 2 — максимальное количество паров (жидкости); 3 — тепловая нагрузка испарителя.

229

37 °С; число теоретических тарелок N T принято равным 20 (по 10 тарелок в абсорбционной и десорбционной секциях. Сырье подавали на 10-ю тарелку).

а расход регенерированного абсорбента увеличивается примерно в 3 раза. Отсюда следует, что в этом случае повышать температуру насыщенного абсорбента перед подачей его в АОК нецелесооб­ разно. Об этом свидетельствует, в частности, опыт Долинского ГПЗ — снижение температуры питания АОК позволило сократить на этом заводе потери пропана с сухим газом АОК и увеличить производство сжиженных газов.

На рис. III.66 приведены зависимости, устанавливающие связь между степенью извлечения пропана в АОК и основными показателями работы колонны, из которых следует, что при уве­ личении степени извлечения пропана от 82 до 98% расход абсор­ бента увеличивается на 63%. При этом величины Q, Кшах и Агаах возрастают примерно в 1,2 раза, а температура низа АОК практи­ чески не изменяется (исходные данные те же, что и для рис. 111.65). Температура питания принята в данном случае равной 30 °С.

Сравнение эффективности работы АОК при различной степени отпарки этана из насыщенного абсорбента (рис. II 1.67) показало, что для снижения содержания этана в нижнем продукте АОК с 8,5 до 1,3 %мол. (по отношению к пропану) температуру в ниж-

Рис. 111.67.

Влияние примеси этана (а с 2) в нижнем продукте АОК (относительно пропана) на пока­

Рис. 111.68.

Влияние количественного соотношения холодного (F,) и горячего (F2) сырьевых пото­

ков на показатели работы АОК (при подаче сырьевых потоков на 11-ю и 16-ю тарелки):

1 — максимальное количество жидкости в отпарной секции; 2 — тепловая нагрузка на испаритель; 3 — максимальное количество пара в отпарной секции; 4 — максимальное количество пара в абсорбционной секции; 5 — максимальное количество жидкость в абсорбционной секции; 6 — количество регенерированного абсорбента.

230