книги / Переработка нефтяных и природных газов

Рис. I I I .50.

Изменение количества извлеченных из газа компонентов в абсорбенте в зависимости от места съема тепла абсорбции (пропановый режим):

1 — метан; 2 — этан; 3 — пропан; 4 — я-бутан; 5 — изобутан; 6 — пентан.

Рис. I I I . 51.

Изменение количества извлеченных из газа компонентов в абсорбенте в зависимости от

абсорбента на первую тарелку с температурой 35 °С и съеме тепла по высоте аппарата за счет охлаждения насыщенного абсорбента

работы абсорбера при «перемещении» зон съема тепла по высоте аппарата при Q = const.

1На рис. III.50 представлены результаты указанных расчетов в виде зависимости, характеризующей связь между количеством извлекаемых компонентов в жидкости — абсорбенте и номером тарелки, на которой производился съем тепла.

На рис. 111.51 представлены результаты расчетов для этанового режима. Сравнение их показало следующее. Чем легче клю­ чевой компонент, тем ближе к середине аппарата смещается в дан­ ном случае оптимальное место съема тепла абсорбции (Nqour). Если необходимо получить максимальное извлечение компо­ нентов С4+ьысише, то достаточно охлаждать только регенерирован­ ный абсорбент, если же требуется обеспечить максимальное из­ влечение этана, зону съема тепла следует сместить к середине аппарата. При наличии одного промежуточного холодильника одинаковое извлечение ключевого компонента достигается при съеме тепла в верхней и нижней частях абсорбера. Однако эти варианты неравноценны — в первом случае меньше извлекается балласта.

Анализ указанных зависимостей показал также, что для ключевого компонента (например, пропана) функция litJ- = f (Nq) имеет экстремальный характер с пологим максимумом, а следо­ вательно, существует оптимальное положение зоны съема тепла,

211

при котором достигается максимальное извлечение пропана и более тяжелых углеводородов при минимальном удельном извле­ чении балласта.

В последние годы при проектировании установок НТА стали отказываться от промежуточного охлаждения насыщенного абсор­ бента по схеме «абсорбер—холодильник—абсорбер», так как при такой организации процесса' достигаются низкие коэффициенты теплопередачи, и поэтому для съема тепла абсорбции требуются большие поверхности теплообмена (это связано с низкой скоростью движения абсорбента и отсутствием возможности регулировать ее из-за ограниченного напора жидкости в системе). Кроме того, съем тепла при наличии такой схемы осуществляется локально, в одной или двух точках, хотя интенсивное выделение тепла при абсорбции нежелательных легких углеводородов осуществляется одновременно на нескольких верхних тарелках абсорбера.

Поэтому были разработаны рекомендации по предотвращению извлечения легких углеводородов в абсорбере: на установках НТА стали использовать узлы предварительного насыщения реге­ нерированного абсорбента легкими углеводородами — этаном и (или) метаном, т. е. насыщение регенерированного абсорбента балластом стали производить за пределами абсорбера. Этот ва­ риант нормализации теплового режима процесса абсорбции от­ личается простотой и надежностью, что делает его весьма пер­ спективным.

Узел предварительного насыщения регенерированного абсор­ бента является теперь неотъемлемой составной частью современ­ ных процессов низкотемпературной абсорбции ие'фтяных и при­ родных газов. Применяют в основном три схемы предваритель­ ного насыщения.

Первый вариант (рис. II 1.52) — регенерированный абсорбент смешивается с сухим газом абсорбционно-отпариой колонны 4 и вместе с ним поступает в пропановый испаритель 5. В результате контакта этих потоков регенерированный абсорбент насыщается легкими углеводородами с одновременным съемом тепла абсорб­ ции. После этого насыщенный (балластом) регенерированный абсорбент отделяется в сепараторе 6 от свободного газа и подается на верхнюю тарелку абсорбера и АОК.

Второй вариант (рис. II 1.53) — регенерированный абсорбент смешивается с сухим газом АОК 4 и вместе с ним поступает в про­ пановый испаритель 5. В результате контакта этих потоков абсор­ бент насыщается легкими углеводородами с одновременным съемом тепла абсорбции. После разделения этой смеси в сепараторе 6 насыщенный абсорбент делится на два потока — один направ­ ляется на верхнюю тарелку АОК, другой смешивается с сухим газом абсорбера и поступает в пропановый испаритель 7. В ре­ зультате этого абсорбент дополнительно насыщается легкими углеводородами. После испарителя 7 смесь газа и абсорбента по­ ступает в сепаратор 8, откуда насыщенный регенерированный

212

Рис. III.52.

Принципиальная схема узла абсорбции с предварительным насыщением регенерирован­

Рис. III.53.

Принципиальная технологическая схема узла абсорбции с предварительным насыщением

абсорбент подается на верхнюю тарелку абсорбера 3, а сухой газ направляется потребителям.

Третий вариант (рис. II 1.54) — один поток регенерированного абсорбента насыщается легкими углеводородами за счет смешения с сухим газом абсорбера 3 и после охлаждения и пропановом испа­ рителе 7 и отделения от газа в сепараторе 8 подается на верхнюю тарелку абсорбера 3. Другой поток регенерированного абсор­ бента насыщается легкими углеводородами в результате смешения с сухим газом абсорбционно-отпарной колонны 4 и после охлажде­ ния в пропановом испарителе 5 и отделения от газа в сепараторе 6 подается на верхнюю тарелку абсорбционно-отпарной колонны 4.

Расчетные исследования описанных схем применительно к усло­ виям Нижневартовского ГПЗ показали, что при средней «жир­ ности» газа и низкой температуре потоков (—37 °С) извлечение пропана обеспечивается в первом случае 76, во втором 83 и в третьем 91% (извлечение бутанов и более тяжелых углеводоро­ дов составляло во всех случаях около 100%). Опыт эксплуатации Нижневартовского ГПЗ, где впервые в отечественной практике была использована схема с предварительным насыщением регене­ рированного абсорбента легкими углеводородами, свидетельствует о возможности снижения удельного расхода абсорбента за счет этого мероприятия на 20%.

Таким образом, извлечение из газа легких углеводородов регенерированным абсорбентом за пределами абсорбера с одно­ временным съемом тепла абсорбции позволяет уменьшить выделе-

213

Рис. I I I .54.

Принципиальная технологическая схема узла абсорбции с предварительным насыщением регенерированного абсорбента сухим газом абсорбера и сухим газом АО К (111 вариант):

5, 7 — пропановые испарители; б, 8 — сепараторы; 3 — абсорбер; 4 — АОК; 9 — ри-

бойлер.

I — сырой газ; I I — сухой газ абсорбера после предварительного насыщения регенери­

регенерированный абсорбент после предварительного насыщения; V I I I — теплоноситель; I X — деэтанизированный насыщенный абсорбент.

Рис. I II .55.

Схема узла абсорбции с предварительным насыщением регенерированного абсорбента и отбензиниванием сырого газа:

1 , 4 — холодильники; 2 — абсорбер; 3 — сепаратор. Обозначения потоков см. в тексте.

ние тепла в верхней части аппарата и в результате этого увели­ чить степень извлечения из газа целевых углеводородов или сократить удельный расход абсорбента при неизменной степени извле­ чения товарной продукции.

Теория и практика показывает, что на установках НТА можно уменьшить выделение тепла не только в верхней, но и в нижней части абсорбера и обеспечить в результате этого благоприятные условия для увеличения степени извлечения целевых углеводо­ родов в абсорбере. Для этого необходимо частично извлечь из сырого газа за пределами абсорбера бутаны и более тяжелые углеводороды насыщенным абсорбентом, стекающим с нижней тарелки абсорбера, т. е. произвести отбензинивание исходного сырья за пределами абсорбционного контура. В ряде случаев на установках НТА для повышения эффективности процесса используют одновременно узел предварительного насыщения реге­ нерированного абсорбента легкими углеводородами и узел пред­ варительного отбензинивания сырого газа насыщенным абсор­ бентом.

Ниже приведены основные расчетные уравнения модуля абсорб­ ции с предварительным насыщением регенерированного абсор­ бента легкими углеводородами и предварительным отбензинива­ нием сырого газа насыщенным абсорбентом (рис. III.55) [97]. В основу вывода зависимостей, необходимых для расчета такой схемы, положено уравнение Эдмистера, учитывающее наличие

214

врегенерированном абсорбенте извлекаемых из газа компонентов

ивлияние их на эффективность абсорбции:

где Е — коэффициент извлечения компонента из газа с учетом наличия в реге­ нерированном абсорбенте остаточных компонентов; А — фактор абсорбции; и — число теоретических тарелок в абсорбере; Gn+1, уп+1 — количество молей извлекаемого компонента в сыром газе; L0x0— количество молей извлекаемого компонента в регенерированном абсорбенте.

Общий коэффициент извлечения компонента из газа в целом

Для определения этих коэффициентов были получены соот­ ношения

нента при температуре и давлении в аппарате предварительного насыщения ре­ генерированного абсорбента. Число теоретических тарелок можно принять рав­ ным единице.

У2У2К1

нента при температуре и давлении в узле предварительного отбензинивания сы­ рого газа. Число теоретических тарелок можно принять равным единице.

Тогда, имея соотношения для определения коэффициентов из­ влечения компонентов на каждой ступени разделения газа (Ех, Е2, Е3) и используя допущение о постоянстве соотношения пото-

из уравнения (III.25) выражение для определения общего коэф­

215

Анализ процесса абсорбции при разных степенях неадиабатичности, проведенный применительно к разделению газов пиролиза, показал [98], что при изотермическом режиме могут быть до­ стигнуты более высокие показатели, чем при адиабатическом режиме.

Исследования и практика свидетельствуют о том, что условия, близкие к изотермическим, могут быть реализованы в абсорбцион­ ных аппаратах с трубчато-решетчатыми тарелками (указанные контактные устройства позволяют отводить тепло непосредственно в зоне процесса) [99]. В связи с этим была изучена эффективность процесса абсорбции в условиях, близких к изотермическим (тем­ пература по высоте абсорбера поддерживалась около 20 °С). Опыты проводили на промышленной колонне с 42 трубчато­ решетчатыми тарелками, которые были выполнены в виде плоской спирали Архимеда из трубок диаметром 22/19 мм (диаметр аппа­ рата 400 мм). Абсорбция нефтяного газа осуществлялась на 30 та­ релках.

Опытно-промышленный абсорбер был включен в схему на одном из ГПЗ параллельно с промышленной абсорбционной ко­ лонной с 30 кругло-колпачковыми тарелками (диаметр промыш­ ленного абсорбера 2,4 м, расстояние между тарелками 600 мм). Съем тепла абсорбции в промышленном аппарате осуществлялся по схеме «абсорбер—холодильник—абсорбер». В отличие от дру­ гих ГПЗ абсорбционная установка на этом заводе является ком­ бинированной и предназначена для совместной переработки неф­ тяного газа и газового конденсата. Газовый конденсат, поступа­ ющий на завод, используется вначале в качестве абсорбента (для извлечения из попутного газа пропана и других углеводородов), после абсорбции конденсат-абсорбент разделяется на блоке колонн с целью получения содержащихся в нем пропана, бутана, бензина, дизельного топлива и других продуктов,

216

Таким образом, на этой установке отсутствует замкнутый цикл абсорбента (газового конденсата) по системе абсорбер— десорбер. По замкнутой схеме на установке циркулирует только дизельное топливо, которое подается на верхнюю тарелку абсор­ бера для предотвращения уноса из аппарата основного абсорбента (газового конденсата) с сухим газом абсорбера. Следовательно, на этом ГПЗ используется двухступенчатая абсорбция нефтяного газа.

и опытный абсорберы. В эти аппараты подавали два абсорбента на разные тарелки — дизельное топливо и нестабильный газовый конденсат. Съем тепла в опытном абсорбере производили за счет подачи в трубчато-решетчатые тарелки газового конденсата, предварительно охлажденного в системе аммиачного холодильного цикла. В результате исследований было установлено, что эффек­ тивность абсорбера с трубчато-решетчатыми тарелками значи­ тельно выше эффективности промышленного абсорбера. Извлече­ ние пропана в промышленном абсорбере при максимально достиг­ нутой нагрузке по газу и удельном расходе абсорбента 2,2— 3 л/м3 составляло 65% от потенциального содержания в исходном газе, что в 1,3 раза меньше, чем в аппарате с трубчато-решетча­ тыми тарелками (на этом заводе в течение многих лет эксплуати­ ровался промышленный абсорбер с трубчато-решетчатыми тарел­ ками диаметром 2,4 м).

Для изучения эффективности процесса абсорбции при различ­ ном съеме тепла по высоте аппарата были выполнены расчетные исследования по оптимизации профиля теплосъема [100 ]. При этом исходили из того, что на установках с адиабатическим режимом работы абсорбера затраты холода складываются из затрат на охла­ ждение сырого газа (QJ, тощего абсорбента (Q2) и на поддержание заданной температуры в узле предварительного насыщения абсор­ бента легкими углеводородами (qn). Кроме того, было принято, что величины Qt и Q2 являются входными параметрами схемы, a qn определяется заданным коэффициентом извлечения ключе­ вого компонента. Схема узла абсорбции приведена на рис. III.56.

Решение поставленной задачи выполнено с помощью нелиней­ ного программирования. Эффективность работы абсорбера оце­

где т — число тарелок, на которые подводится тепло; п — число тарелок, на которых снимается тепло, Цт, Цх — соответственно цены на производство еди­ ницы тепла и холода; q — количество тепла (холода), кДж/ч; Е — нормативный коэффициент эффективности; К — капитальные вложения.

Применительно к условиям газоперерабатывающих заводов принимается, что съем и подвод тепла осуществляется при постоянной изотерме, так как реа­ лизация процессов на нескольких изотермах сопряжена на ГПЗ с техническими трудностями (такие системы не находят пока применения).

217

Рис. I I I .56.

Схема узла абсорбции.

В качестве варьируемых переменных были приняты величины внешнего под­ вода (отвода) тепла на тарелках аппа­ рата. Поиск экстремума функции (III.32) проводили при следующих ограничени­ ях: N = const — число тарелок в аппа­

рате, Тумане ''> Т j Т тт (Тj темпера­ тура на тарелках; Tmin и Г макс — пре­ дельно допустимые температуры охлаж­ дения и нагревания, определяемые используемыми хладоагентом и теплоно­

Ф= const — коэффициент извлечения ключевого компонента; Ф =

=const — требования к качеству основного продукта.

При этих ограничениях величина капитальных затрат (К) незначительно меняется в ходе оптимизации, поэтому в дальней­ шем этот параметр был исключен из критерия (III.32). Матема­ тическое описание объекта оптимизации основано на термодина­ мической модели процесса. Решение системы уравнений матери­ альных, тепловых балансов и уравнений парожидкостного рав­ новесия проводили методом встречной релаксации [101—103]. Экстремум функции (III.32) находили методом тяжелой материаль­ ной точки [104 ]; он сводился к направленной деформации профиля теплосъема по высоте аппарата.

Поиск оптимального профиля теплосъема осуществляли для условий низкотемпературной абсорбции нефтяного газа. Произ­ водительность блока НТА принята равной 1 млрд. м3/год нефтя­ ного попутного газа, имеющего состав, характерный для районов Западной Сибири:

Число теоретических тарелок в абсорбере принято равным восьми (восьмая тарелка моделирует узел предварительного насы­ щения абсорбента). Давление в колонне 3,5 МПа. Температуру сырого газа принимали равной температуре в узле предваритель­ ного насыщения абсорбента.

218

При других параметрах для достижения оптимального режима съем тепла необходимо осуществлять почти на всех тарелках (рис. III.59). В рассмотренных вариантах профиль съема тепла существенно изменяется, а характер температурного профиля остается практически неизменным. При этом температурный профиль формируется таким образом, что исключается необходи­ мость предварительного насыщения абсорбента легкими углево­ дородами.

Оптимальный режим в отличие от адиабатического режима характеризуется равномерным изменением движущих «сил по высоте аппарата (рис. III.60 и III.61). Особенно показателен в этом отношении рис. III.61. Характер кривых, представленных на этом рисунке, показывает, что в оптимальном режиме абсорбент насыщается равномерно по высоте аппарата, в то время как в адиабатическом режиме абсорбент теряет абсорбционные свой­ ства сразу же после узла предварительного насыщения и лишь на выходе из колонны, встречаясь с сырым (исходным) газом и охлаждаясь за счет этого, он вновь приобретает способность поглощать из газа соответствующие компоненты.

На рис. III.61 показаны профили изменения количества компо­ нентов в абсорбенте по высоте аппарата в оптимальном и в адиаба­ тическом режимах. Из рисунка видно, что в адиабатическом ре­ жиме в средней части абсорбера происходит десорбция метана и этана. Это связано с дополнительными затратами холода. В опти­ мальном режиме указанные компоненты поглощаются равномерно по высоте аппарата.

В данном случае количественная оценка затрат холода отно­ сится только к абсорбции, так как в тепловом балансе схемы не учитывалась рекуперация холода сухого газа, температура кото-

Таблица III.8. Затраты холода при различных режимах работы абсорбера

220