книги / Переработка нефтяных и природных газов

ней кубовой части колонны необходимо повысить со 132 до 145 СС. При этом максимальный поток паров возрастает на 36%, а поток жидкости — на 19%.

установлено, что сырье целесообразно подавать примерно в сере­ дину абсорбционно-отпариой колонны. При этом общее число теоретических тарелок не рекомендуется увеличивать более 20 (это соответствует примерно 40 реальным тарелкам). Увеличение числа тарелок с 10 до 20 приводит к снижению Ьшх на 37% и Qmx на 23%.

Эффективность работы АОК можно существенно повысить при подаче сырья в две точки АОК с различной температурой [1071. Изменение показателей работы абсорбционно-отпарной колонны при различном соотношении холодного (Fx) и горячего (Fz) сырье­ вых потоков показано на рис. II 1.68, из которого следует, что с уменьшением соотношения FX!F2 от 1,7 до 0,5 тепловая нагрузка на испаритель уменьшается примерно на 20% при неизменном расходе регенерированного абсорбента. При этом максимальные потоки жидкости и пара в абсорбционной секции практически остаются постоянными, а в десорбционной секции I max умень­ шаются на 22% и Ктах— на 83%.

Кроме того, было установлено, что с повышением уровня ввода сырьевых потоков количество газа (пара) и жидкости возрастает в абсорбционной (верхней) секции АОК. Одновременно было

на одну питательную тарелку. Влияние температуры горячего сырьевого потока (F2) на показатели работы АОК при FxtF« = 0,5 можно проследить по рис. II 1.69. Расчеты были выполнены для следующих условий. Состав сырья (в % мол.): метана 0,04; этапа—

массой 167); температура холодного сырьевого потока (Fx) 35 СС; коэффициент извлечения пропана ф = 96,8; а = 3% мол., число теоретических тарелок — 20 (по 10 тарелок в каждой секции. Поток F%подавался на 10-ю тарелку).

На Коробковском ГПЗ была внедрена двухпоточная схема подачи сырья в АОК [109]. Это позволило уменьшить расход регенерированного абсорбента на 30—35% и затраты холода на 20%, а также сократить потребление воды, электроэнергии и то­ плива на установке НТА. Опыт показал, что при наличии двой­ ного питания создаются условия для более гибкого ведения тех­ нологического режима на блоке деэтанизации.

На рис. III.70 приведены графики, характеризующие измене­ ние основных показателей работы АОК в зависимости от темпера­ туры регенерированного абсорбента, поступающего в колонну после узла предварительного насыщения. В основу этих зависн-

231

Влияние температуры горячего сырьевого потока на показатели работы абсорбциоиноотпарнон колонны (соотношение сырьевых потоков F x/ F 2 — 0,5):

1 — количество регенерированного абсорбента; 2 — максимальное количество жидкости; 3 — тепловая нагрузка на испаритель; 4 — максимальное количество пара.

Рис. I I I .70.

Влияние температуры регенерированного предварительно насыщенного абсорбента на показатели работы абсорбционно-отпарной колонны:

Л 2 — максимальное количество паров и жидкостей; 3 — абсолютное количество тепла,

отводимого в теплообменнике предварительного насыщения регенерированного абсор­ бента; 4 — тепловая нагрузка на испаритель; 5 — количество регенерированного абсор­

бента.

мостей положены расчетные данные, полученные для следующих условий. Состав сырья (в % мол.): метана 23; этана 20,28; пропана 19; бутанов 8,89; пентанов 4,15; гексанов 1,38; абсорбента 23,3 (молекулярная масса абсорбента 143); температура сырья на входе

следует, что снижение температуры в узле предварительного на­ сыщения абсорбента с 7 до —20 °С приводит к уменьшению расхода тощего абсорбента (L) на 75%, тепловой нагрузки (Q) на 35%, Т-max и V^max на 20%. При этом температура низа колонны умень­ шилась на 17 °С (количество сырья принято равным 2000 моль/ч).

Узел десорбции. Основным элементом этого модуля является десорбер — колонный тарельчатый аппарат, предназначенный для извлечения целевых углеводородов из насыщенного абсорбента и восстановления его поглотительной способности с целью повтор­ ного использования в системе (при наличии замкнутого контура «абсорбер — десорбер»). Из уравнения (III. 17) следует, что при заданных технологических параметрах самая высокая эффектив­ ность процесса абсорбции достигается при Х п = 0, т. е. при пол­ ном отсутствии в регенерированном абсорбенте извлекаемых из газа компонентов. Степень влияния их зависит от ряда факторов. Однако, не рассматривая детально этот вопрос, можно отметить, что от. качества работы десорбера существенно зависит эффектив­ ность абсорбционного процесса разделения газов. При увеличении

232

степени извлечения компонентов из газа и снижении константы фазового их равновесия влияние Х п возрастает.

Отрицательное воздействие остаточных компонентов (Х0) можно умень­ шить за счет более глубокого охлаждения регенерированного абсорбента перед подачей его в абсорбер и в абсорбционно-отпарную колонну. Такая схема исполь­ зуется на маслоабсорбционной установке Краснодарского нефте- и газоперера­ батывающего завода, где в качестве абсорбента применяют разгазированный на промыслах газовый конденсат с высоким содержанием пропана и бутанов (на этом предприятии нет замкнутого контура «абсорбер—десорбер»). Однако этот вариант является исключением в практике переработки газа.

Во ВНИИгаз были выполнены исследования по изучению схем и условий работы узлов десорбции, которые свидетельствуют о возможности улучшения качества регенерации абсорбента и по­ вышения термодинамической эффективности процесса десорбции. Ниже изложены результаты этих исследований [110].

На отечественных ГПЗ используют два метода регенерации абсорбента: I метод — извлечение легких углеводородов из на­ сыщенного абсорбента осуществляется за счет снижения давле­ ния в системе и ввода в нижнюю кубовую часть десорбера водя­ ного пара, который снижает парциальное давление углеводородов и тем самым способствует переходу легких компонентов из жидкого состояния в газообразное без повышения температуры в нижней части колонны (в этом случае тепло «вносится» в десорбер только с сырьевым потоком); II метод — извлечение легких углеводоро­ дов из насыщенного абсорбента обеспечивается за счет снижения давления в системе и подвода тепла в нижнюю кубовую часть десорбера.

Первый метод обеспечивает высокую степень регенерации абсорбента. Однако он не получил широкого распространения, так как наличие в системе водяного пара приводит к необходи­ мости осушки сжиженных швов, а также создает трудности в ра­ боте завода в зимнее время года. Технологический режим десорб­ ции при вводе водяного пара: давление 0,2—0,3 МПа, температура

ВНИИгаз на ряде ГПЗ провел обследование работы узлов де­ сорбции без ввода подиного пара, которое показало, что в этом случае эффективность процесса существенно зависит от конструк­ ции нижней части десорбера. На рис. III.71 приведены варианты конструктивного о(]юрмлеиия нижней части десорбера газопере­ рабатывающих заводов. Отличительная особенность схемы 3 состоит в том, что при наличии в ннжней части десорбера глухой тарелки абсорбент, стекающий с нижней барботажной тарелки десорбера, не смешивается с абсорбентом, циркулирующим через печь. Это создает благоприятные условия для регенерации абсор­ бента. В нижней части десорбера вместо глухой тарелки можно устанавливать вертикальную перегородку, которая разделяет

233

Рис. 111.71.

Схема конструктивного оформления нижней части дссорбсров ГПЗ:

аккумулятор десорбера на две секции. В этом случае в одну сек­ цию поступает абсорбент с нижней рабочей (барботажиой) та­ релки — из этой части аккумулятора абсорбент направляют в печь, а в другую секцию поступает регенерированный абсорбент после отделения от него паровой фазы, образовавшейся в резуль­ тате нагревания абсорбента в печи.

В табл. III. 12 приведены технологические параметры и основ­ ные качественные показатели работы узла десорбции при раз­ личном конструктивном оформлении нижней части десорбера. ГПЗ № 1 работает по схеме 1 (без глухой тарелки), ГПЗ № 2 — по схеме 3 (с глухой тарелкой), ГПЗ № 3—5 работают по схеме 2 (без глухой тарелки). На ГПЗ № 4 тепло в десорбер подводится

восновном за счет температуры сырьевого потока (флегмовое число

вдесорберах поддерживалось на всех заводах около 2).

Вработе [ПО] отмечается, что на ГПЗ № 1 и № 2 достигается более качественная регенерация абсорбента. Содержание легких

углеводородов в абсорбенте на ГПЗ № 1 и № 2 составляло 0,1 — 0,2% масс., а на ГПЗ № 3 и № 5 — 1,5% масс. На ГПЗ № 2 проектом не была предусмотрена глухая тарелка в десорбере — после ее монтажа и выполнения некоторых других мероприятий содержание легких углеводородов в регенерированном абсорбенте уменьшилось с 2 до 0,1% масс. Эю способствовало значительному увеличению извлечения пропана и более тяжелых углеводородов (содержание С3+пысшие уменьшилось в сухом газе абсорбера с 35 до 3—8 г/м3). Анализ работы узлов десорбции показал, что ректификация насыщенного абсорбента осуществляется в десор­ берах недостаточно четко — на ГПЗ № 1—5 наблюдается «на­ легание» фракций верхнего и нижнего продуктов (см. табл. III. 12).

Во ВНИИгаз для разработки рекомендаций по совершенство­ ванию технологических схем и режимов работы узла десорбции выполнены расчетные исследования, посвященные изучению эф­ фективности процесса при изменении следующих параметров:

234

состава и температуры сырья (поступающего в колонну), числа теоретических тарелок, места ввода сырья в десорбер. Одновре­ менно была изучена возможность повышения термодинамической эффективности процесса за счет съема и подвода тепла по высоте аппарата, т. е. была оценена эффективность процесса в условиях неадиабатического режима работы десорбера [ПО]. При выполне­ нии этого исследования изменяли один из технологических пара­ метров и сравнивали следующие показатели: количество флегмы на верхней тарелке десорбера L, тепловые нагрузки на холодиль­ ник (дефлегматор) верхнего продукта десорбера Qn (учитывалась только теплота конденсации флегмы); расход тепла в испаритель Qn; максимальные потоки пара 7тах и жидкости Lmax в колонне. Расчеты выполняли на ЭВМ по методу «от тарелки к тарелке» (в основу положена термодинамическая модель процесса).

Для изучения работы десорбера были приняты следующие исходные данные: давление в десорбере 0,9 МПа; состав сырья,

Таблица II1.12. Технологические параметры и основные качественные показатели работы узла десорбции

235

Влияние содержания тощего абсорбента в сырье на показатели работы десорбсра:

1 — тепловая нагрузка испарителя Qu; 2 — максимальный поток паров (жидкости) Kmax (^шах)» 3 “ *количество флегмы на верхней тарелке десорбера L; 4 — тепловая

нагрузка дефлегматора (2Д.

Рис. 111.73.

i

Влияние температуры сырья на показатели работы десорбсра:

1 — количество флегмы на верхней тарелке десорбера L; 2 — тепловая нагрузка дефлег­ матора Q^; 3 — максимальный поток паров Ут а х ; 4 — максимальный поток жидкости

Lmax; 5 — тепловая нагрузка испарителя Qn<

условно разделен на три фракции). Для исследования влияния состава сырья принимали такие исходные данные: температура сырьевого потока 170 °С, число теоретических тарелок 10; сырье подавали на 5-ю тарелку. При этом состав сырья определяли, исходя из условия постоянного содержания в нем легких угле­ водородов (в моль/ч): этана 11,2; пропана 355,3; бутанов 117,9; пентанов 16,1; гексанов 10,7 при различном содержании абсор­ бента (количество абсорбента изменяли от 900 до 1463 моль/ч). На всех графиках, отражающих результаты этого исследования, за 100% приняты показатели работы десорбера при наименьшем значении варьируемого параметра.

На рис. II 1.72 приведены зависимости, характеризующие вли­ яние состава сырья на показатели работы десорбера, из которых следует, что с увеличением содержания абсорбента в сырье от 63,6 до 74,1% мол. показатели работы десорбера ухудшаются: <2Я уве­ личивается на 36% и Q„ — на 64%; L возрастает на 40%, Ушх и Lmax — на 60%. Следовательно, с увеличением содержания высококипящего компонента (абсорбента) в сырье для обеспечения одной и той же четкости ректификации необходимы более высокие

236

теплоэнергетические и капитальные затраты. Поэтому эффектив­ ность процесса десорбции будет тем выше, чем меньше при прочих равных условиях требуется абсорбента для достижения заданного извлечения углеводородов из газа на стадии абсорбции и деэтанизации.

Исследования показали, что с повышением температуры сырье­ вого потока десорбера со 144 до 200 °С количество флегмы увели­ чивается на 52%, а тепловая нагрузка не дефлегматор возрастает на 45%. Однако при этом на 25—30% уменьшаются максимальные потоки паров и жидкости в колонне и на 30% снижается тепловая нагрузка на испаритель (рис. 111.73). Поэтому температура сырь­ евого потока десорбера может быть определена только на основе оптимизационных расчетов узла десорбции, включая систему ре­ куперативного теплообмена. При изучении влияния температуры принят следующий состав сырья (в % мол.): этана 0,79; пропана 25,2; бутанов 8,35; пентанов 1,14; гексанов 0,76 и абсорбента 63,6 (число теоретических тарелок 10, сырье вводится на 5-ю тарелку).

На рис. III.74 и III.75 показано соответственно влияние общего числа теоретических тарелок N T и соотношения их в укрепля­ ющей п и отгонной т секциях десорбера на основные показатели работы аппарата. Для расчетов был принят следующий состав сырья (в % мол.): этана 0,65; пропана 20,85; бутанов 6,88; пента­ нов 0,94; гексанов 0,72 и абсорбента 70,06 (сырьевой поток с тем­ пературой 140 °С подавали в середину колонны). Анализ графиков (см. рис. II 1.74 и 111.75) показал, что при увеличении общего числа теоретических тарелок от 10 до 18 (включая дефлегматор и испари­ тель) величины Qn, Lmsx и Fmax практически не изменяются, а рас­ ход флегмы L и нагрузка на дефлегматор Qx уменьшаются при-

Рис. I I I .74.

Зависимость показателей работы десорбера от общего числа теоретических тарелок в аппа­ рате:

' - 2 - Qn ; 3 - L .

Рис. I I I .75.

Зависимость показателей работы десорбера от соотношения тарелок в укрепляющей н отгонной секциях (п/ гп):

237

мерно в 2 раза. Дальнейшее увеличение N T не оказывает влияния на основные показатели процесса десорбции. Из приведенных данных следует также, что при yVr — const существенное влияние на эффективность процесса оказывает величина отношения числа теоретических тарелок в укрепляющей (я) и отгонной (т) секциях

п/т = 0,5.

Анализ распределения потоков в десорбере показал, что коли­ чество жидкости и пара и соотношение их существенно изменяются по высоте аппарата — в укрепляющей секции количество жидко­ сти под тарелкой питания в 3—5 раз меньше, чем на верху десор­ бера; количество пара в отгонной секции уменьшается в напра­ влении от куба колонны к зоне питания в 6 раз. При этом в укревляющей секции отношение количества жидкости Lmax к коли­ честву паров Кщах меньше 1, а в отгонной секции значительно больше 1. При такой организации процесса наблюдаются большие термодинамические потери, так как в низ десорбера приходится подводить значительное количествр высокопотенциального тепла, а в верхней части десорбера — конденсировать и охлаждать боль­ шое количество углеводородов. Такое распределение нагрузок по высоте десорбера приводит к ухудшению гидродинамических условий работы тарелок и снижению эффективности работы де­ сорбера.

Неравномерность распределения потоков в десорбере можно уменьшить за счет организации промежуточных циркуляционных орошений в укрепляющей и отгонной секциях колонны — в пер­

казано, что при отводе в укрепляющей секции 50% тепла с по­ мощью циркуляционного орошения нагрузка на дефлегматор уменьшается в 2 раза (рис. III.76). Тепло циркуляционных пото­ ков можно использовать для нагревания технологических потоков. При подводе в колонну 55% тепла за счет промежуточного подо­ грева флегмы в отгонной секции нагрузка на дефлегматор увели­ чивается на 25%, а затраты высокопотенциального тепла в испа­ рителе уменьшаются на 45% (рис. II 1.77). Величины £ тах и Fmax имеют минимум при подводе 25% тепла в колонну за счет проме­ жуточного подогрева флегмы отгонной секции (е), т. е. функции Z.,nax = / (е) и Кщах = / (е) имеют в данном случае экстремальный характер с минимумом, проявляющимся при е ^ 30%. Для расче­ тов были приняты следующие исходные данные: температура сырья 70 °С, число теоретических тарелок п 4- т = 5 + 5, коли­ чество сырья (в моль/ч): этана 11,2; пропана 355,3; бутанов 117,9; пентанов 16,1; гексанов 10,7 и абсорбента 1463.

238

Рис. I I I . 76.

Зависимость показателей работы дссорбера от степени отвода тепла в промежуточном холодильнике, е, %:

Рис. I I I .77.

Зависимость показателей работы десорбера от количества тепла, подводимого в промежу­ точном подогревателе, е, %:

/ — количество флегмы на верхней тарелке десорбера L; 2 — тепловая нагрузка дефлег­ матора 2 — абсолютное количество тепла, подводимого в промежуточном подогре­

вателе Q; 4 — максимальный поток жидкости £ тах; 5 — максимальный поток паров

^шах* ^ ~ тепловая нагрузка испарителя

Анализ приведенных данных показал, что оптимизация техно­ логических режимов абсорбции, деэтанизации и десорбции поз­ воляет повысить эффективность абсорбционного метода разделения нефтяных и природных газов.

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СХЕМЫ СОВРЕМЕННЫХ УСТАНОВОК НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ АБСОРБЦИИ

Ниже приведены наиболее характерные схемы зарубежных и оте­ чественных установок низкотемпературной абсорбции, применя­ емых на газоперерабатывающих заводах для извлечения угле­ водородов из природных и нефтяных газов.

На рис. III.78 представлена технологическая схема установки НТА газоперерабатывающего завода, предназначенного для из­ влечения пропана и более тяжелых углеводородов из природного газа (в составе ГПЗ две установки) 1111]. Мощность завода по газу — 8,57 млрд, м3 в год. Извлечение пропана составляет 84 % от потенциального содержания в исходном сырье. На установке используют два абсорбента: легкий с молекулярной массой 100 и тяжелый с молекулярной массой 140.

239

16

Рис. I l l .78.

Технологическая схема установки НТА газоперерабатывающего завода, предназначен­ ного для извлечения из природного газа углеводородов С3+высшие (г* Кочрейн, Канада)

[ 111]:

генерированный абсорбент с молекулярной массой 100.

Природный газ (давление 5,9 МПа) охлаждают в рекуператив­ ном теплообменнике 1 и пропановом испарителе 3 от 18 до —37 °С, в результате чего часть газа конденсируется. Для предотвраще­ ния гидратообразования при охлаждении газа в сырьевой поток перед теплообменником 1 вводят раствор этиленгликоля. Из пропанового испарителя 3 смесь газа, обводненного этиленгликоля и сконденсировавшихся углеводородов (конденсата) поступает для разделения в сепаратор 6. После сепаратора обводненный этилен­ гликоль подают на блок регенерации (на схеме не показан), кон­ денсат — в абсорбционно-отпарную колонну 12, а газ напра­ вляют — один поток в узел предварительного насыщения регене­ рированного абсорбента (пропановый испаритель 4 и сепаратор 5), другой поток — в нижнюю часть абсорбера 7.

Абсорбер имеет две независимых по абсорбенту секции (А и Б): в секцию А (первая по ходу газа) подают легкий абсорбент (молекулярная масса = 100) с температурой —37 °С для извле­ чения из газа соответствующих компонентов; в секцию Б — тяжелый абсорбент для поглощения (улавливания) легкого аб­ сорбента, увлеченного газом из секции А (тяжелый абсорбент поступает в абсорбер с более высокой температурой; регенерация

240