基于HYSYS 的三甘醇脱水工艺分析及优化调节研究

2023-11-03刘畑王瑀刘明川张添龙李媛媛薛润斌

油气田地面工程 2023年10期

刘畑王瑀刘明川张添龙李媛媛薛润斌

1中国石油天然气股份有限公司新疆油田油气储运分公司

2中国石油天然气股份有限公司西南油气田分公司川东北气矿

井口采出气中通常含有大量的饱和水，在管输过程中，因温度、压力的降低，饱和水会凝结成液态水在管内积聚，引发冰堵和水合物形成，使设备腐蚀开裂造成输气效率降低等诸多问题[1-2]。因此，天然气在进入管输系统前，应尽可能地脱除饱和水，其中三甘醇（TEG）脱水工艺因压力损失小、控制简单、检修方便等优点在集气站和集中处理厂中被广泛应用。诸多学者对TEG 脱水工艺的效果和能耗优化进行了研究[3-4]，蒋洪等[5]研究了酸性气体在TEG 脱水工艺流程上的分布情况，通过调节TEG 循环量、闪蒸罐温度和重沸器温度优化产气组分；诸林等[6]利用响应曲面优化了脱水工艺的用能环节，得到二次响应能耗模型；王飞等[7]利用单因素试验方法，从天然气进塔温度、贫TEG 入口温度、重沸器温度、汽提气流量等方面研究了对脱水效果的影响，并给出了优化方案。以上研究多侧重操作参数对脱水效果的影响，但不同操作参数对干气水露点的影响程度不一，且操作参数之间存在交互影响，如重沸器温度和汽提气流量与贫TEG 质量分数之间相关。目前的优化方法存在一定的盲目性[8-9]，无法区分参数的调节先后。以某气田区块集中处理厂TEG 脱水装置为例，结合实际运行条件，通过HYSYS 软件建立脱水工艺模拟流程，引入灵敏度分析方法考察不同因素对干气露点的影响，根据灵敏度大小依次调节操作参数。

1 TEG 脱水工艺

1.1 工艺流程描述

根据现场实际运行的TEG 脱水工艺流程图，采用ASPEN HYSYS 软件搭建系统模型（图1）。脱水工艺包括吸收单元和再生单元。湿气（物流1）经原料气过滤器（V-100）分离出固体颗粒、游离水和液烃后，从吸收塔（T-100）底部进入，与吸收塔顶部进入的贫TEG 逆流接触，干气从吸收塔顶部流出进入贫TEG/干气换热器（E-100）换热，满足露点要求后外输。在TEG 再生单元中，吸收了饱和水的富TEG 从吸收塔底部流出，经换热后进入闪蒸罐（V-101）分离出闪蒸气，随后富TEG在贫/富TEG 换热器（E-102）中预热，进入再生塔（T-101），在塔底再沸器的作用下蒸出富液中的水分，再生塔塔顶流出的再生气经换热降温后，由分离器（V-102）将冷凝液打回再生塔顶部。为了进一步提纯TEG，从再沸器流出的TEG 溶液，经气体塔（T-102）汽提后，塔底流出的贫TEG 经换热加压后送回吸收塔顶部，实现TEG 溶液的循环利用。

1.2 基础数据

在进行HYSYS 模拟前，需定义状态方程和物性包，以便进行水力、热力和碳氢化合物物性计算，在此采用Peng-Robinson 方程作为计算TEG 脱水工艺气液平衡的状态方程。原始数据根据实际工况设定，原料气量150×104m3/d，入塔压力5.5 MPa，入塔温度35 ℃，原料气气质组分见表1。贫TEG 的入塔温度40 ℃，TEG 循环量1.30 m3/h。

表1 原料气气质组分Tab.1 Gas composition of raw gas 摩尔分数/%

根据GB 50251—2015《输气管道工程设计规范》中的相关规定，管输天然气水露点应比输送条件下的最低环境温度低5 ℃，根据集中处理站所在地区的气象统计数据，要求脱水后干气露点低于-10 ℃。

1.3 结果验证

将HYSYS 软件模拟得到的关键物流和设备参数与现场实际运行数据相比较（表2）。结果表明：目前的出口干气水露点无法满足脱水要求，模拟结果与实际数据基本吻合，表明HYSYS 软件所建模型具有可靠性和科学性，可以用于后续研究。

表2 模拟结果与实际数据对比Tab.2 Comparison between simulation results and actual data

2 灵敏度分析方法

灵敏度分析是检验与分析各流程变量间相互作用的工具，通过该分析可以决定哪些参数对系统的影响较大[10-12]。如果自变量x的变动量为Δx，则x的相对变动量为，同理因变量y的相对变动量为，根据相对变动量的比值和导数定义，令Δx→x，则x对y的相对灵敏度为S，公式为

式中：xi、yi分别为第i点的数值。公式（1）中的微分部分可用牛顿插值法求解，四阶算法精度较高，公式为

3 影响因素分析及优化调节方法

影响TEG 脱水效果的因素有原料气入塔温度、原料气入塔压力、原料气入塔流量、吸收塔塔板数、吸收塔塔板效率、贫TEG 入塔温度、TEG 循环量和贫TEG 质量分数等。其中，原料气入塔流量在设计范围内，对干气露点的影响较小；为满足吸收塔内温降的要求，吸收塔板数和塔板效率与气体压降和液面高差等有关，虽然塔板数的增加或塔板效率的下降有利于干气露点的降低，但对现场而言，可操作性较差；贫TEG 入塔温度通常高于原料气入塔温度3～8 ℃，与原料气相比，TEG 溶液在吸收塔内的流量较小，故其对干气露点的影响较小。综上所述，确定现场可供调节的操作参数有原料气入塔温度、原料气入塔压力、TEG 循环量和贫TEG 质量分数，其中贫TEG 质量分数与再沸器温度和汽提量有关，最终确定五个可调操作参数。

3.1 入塔温度

在原料气量为150×104m3/d，入塔压力为5.5 MPa，TEG 循环量为1.30 m3/h，贫TEG 质量分数为96.7%的条件下，考察原料气入塔温度对干气露点的影响。SY/T 0076—2008《天然气脱水设计规范》中规定入塔温度宜维持在15～48 ℃之间，根据集中处理站当地环境温度，设计入塔温度下限为25 ℃，设计上限为42 ℃，因此以入塔温度25～42 ℃为变量条件，模拟结果见图2。

图2 原料气入塔温度对干气露点的影响Fig.2 Effect of raw gas inlet temperature on dry gas dew point

随着入塔温度的不断增加，干气露点呈先慢后快的指数型增长。这是由于TEG 与湿气中饱和水的气液平衡受温度升高的影响，入口湿气中的水含量增加，且饱和水在TEG 中的溶解度逐渐降低，最终导致干气露点上升。当入塔温度大于30 ℃时，无法满足脱水要求。将图2 的数据代入公式（1）和（2）求相对灵敏度，求解过程见表3。

在考察入塔温度的范围内，相对灵敏度S均为正值，表示原料气入塔温度与干气露点呈正相关。无论正相关还是负相关，绝对灵敏度|S|反映了自变量对因变量的影响程度，因此得到原料气入塔温度的绝对灵敏度曲线（图3）。当温度小于34 ℃时，|S|较小未超过3；当温度大于34 ℃时，|S|快速增加，最大值为12.6。

图3 原料气入塔温度的绝对灵敏度曲线Fig.3 Absolute sensitivity curve of raw gas inlet temperature

3.2 入塔压力

在原料气量为150×104m3/d，入塔温度35 ℃，TEG 循环量为1.30 m3/h，贫TEG 质量分数为96.7%的条件下，考察原料气入塔压力对干气露点的影响。一般入塔压力应大于4.5 MPa，压力上升有利于增加饱和水在TEG 中的溶解度，但压力过大，吸收塔内塔板之间的压差较大，TEG 溶液容易发泡，因此以入塔压力4.5～6.5 MPa 为变量，模拟结果见图4。

图4 不同入塔压力下的干气露点和绝对灵敏度Fig.4 Dry gas dew point and absolute sensitivity under different inlet pressures

当原料气入塔压力为4.4～5.5 MPa 时，干气露点快速下降，当入塔压力大于5.5 MPa 时，干气露点的下降速率变缓。在模拟范围内，干气露点始终未达到脱水要求。

在考察入塔压力的范围内，相对灵敏度S均为负值，说明原料气入塔压力与干气露点呈负相关。随着入塔压力的增加，绝对灵敏度|S|始终维持在2.5 以下，呈波动向下趋势，说明在入塔压力较低时，压力对干气露点的影响更大。

3.3 TEG 循环量

在原料气量为150×104m3/d，入塔温度35 ℃，入塔压力为5.5 MPa，贫TEG 质量分数为96.7%的条件下，考察TEG 循环量对干气露点的影响。根据工程经验，脱除1 kg 的水需要0.02～0.03 m3的TEG 溶液，因此以TEG 循环量1.2～1.8 m3/h 为变量，模拟结果见图5。

图5 不同TEG 循环量下的干气露点和绝对灵敏度Fig.5 Dry gas dew point and absolute sensitivity under different TEG circulation rates

随着TEG 循环量不断增加，干气露点快速下降，当循环量大于1.4 m3/h 时，干气露点下降速度明显变慢，此阶段的干气露点均小于-10 ℃，满足脱水要求。过大的TEG 会增加液体进入吸收塔的液量，增大气、液两相间的传质阻力，还会增加循环泵的动力能耗，造成塔内液面上升，形成淹塔事故。

在考察TEG 循环量的范围内，相对灵敏度S均为负值，说明TEG 循环量与干气露点呈负相关。当循环量为1.4 m3/h 时，绝对灵敏度|S|达到最大值10.33，当循环量大于1.52 m3/h 时，|S| 几乎为0，说明此时循环量对干气露点的影响很小。

3.4 再沸器温度

在原料气量为150×104m3/d，入塔温度为35 ℃，入塔压力为5.5 MPa，TEG 循环量为1.30 m3/h的条件下，通过改变再沸器温度影响贫TEG 质量分数和干气露点。受TEG 溶液物理性质的影响（TEG 的热分解温度为204 ℃）[13-14]，再沸器温度过高会导致溶液变质，因此以再沸器温度170～204 ℃为变量，模拟结果见图6。

图6 不同再沸器温度下的干气露点和绝对灵敏度Fig.6 Dry gas dew point and absolute sensitivity under different reboiler temperatures

随着再沸器温度的升高，干气露点呈先快后慢的趋势降低。当再沸器温度大于190 ℃时，干气露点小于-10 ℃，满足脱水要求。

在考察再沸器温度的范围内，相对灵敏度S均为负值，说明再沸器温度与干气露点呈负相关。随着再沸器温度的升高，绝对灵敏度|S| 也逐渐下降，说明较低的再沸器温度对干气露点的影响较大。

3.5 汽提气量

在原料气量为150×104m3/d，入塔温度为35 ℃，入塔压力为5.5 MPa，TEG 循环量为1.30 m3/h的条件下，通过改变汽提气量影响贫TEG 质量分数和干气露点。汽提气来源于合格干气，从再沸器后端逆流引入，以汽提气量1.5～3 m3/h 为变量，模拟结果见图7。

图7 不同汽提气量下的干气露点和绝对灵敏度Fig.7 Dry gas dew point and absolute sensitivity under different stripping volumes

随着汽提气量的增加，干气露点呈先快后慢的趋势降低。当汽提气与富TEG 溶液接触时，可降低TEG 表面的水蒸气分压，使TEG 溶液提高浓度。当汽提气量大于1.6 m3/h 时，干气露点小于-10 ℃，满足脱水要求。

在考察汽提气量的范围内，相对灵敏度S均为负值，说明汽提气量与干气露点呈负相关。随着汽提气量的增加，绝对灵敏度|S|先增大后减小，在汽提气量为1.85 m3/h 时，|S|达到最大值2.32，说明该汽提气量对干气露点的影响较大。

3.6 优化调节方法

通过上述模拟研究，可采用降低原料气入塔温度、提高原料气入塔压力、增大TEG 循环量、提高再沸器温度和增大汽提气量等措施降低干气露点，提高脱水效果。不同操作参数对干气露点的影响程度不同，根据一定工况下的绝对灵敏度大小依次调节操作参数，以减少操作步骤和工况波动，调节流程见图8。

图8 优化调节流程Fig.8 Flow chart of optimization and adjustment

4 实例验证

以表2 中的数据为初始工况，参照优化调节方法进行操作参数调整，TEG 工艺优化调节步骤见表4。在工况1（初始工况）条件下，干气露点不满足脱水要求，此时再沸器温度的绝对灵敏度（7.652 9）最大，说明该工况下调节再沸器温度对干气露点的影响最大。在工况2 条件下，将再沸器温度增大至185 ℃，干气露点降为-7.89 ℃，此时再沸器温度的绝对灵敏度（6.320 5）依然最大，因此再次升高再沸器温度。在工况3 条件下，将再沸器温度增大至190 ℃，干气露点降为-9.21，此时原料气入塔温度的绝对灵敏度（7.120 5）超过了再沸器温度的绝对灵敏度（5.208 8），但两者的灵敏度差距较大，说明再沸器温度增加的步长过大，故重新选择增加再沸器温度至187 ℃。在工况4 条件下，原料气入塔温度的绝对灵敏度（6.210 9）超过了再沸器温度的绝对灵敏度（6.038 9），两者灵敏度相差不足5%，说明步长选择合适，下一步可降低原料气入塔温度。在工况5 条件下，将原料气入塔温度降至33 ℃，干气露点降为-9.75 ℃，此时原料气入塔温度的绝对灵敏度（5.720 5）最大，且与排序第二的贫TEG 循环量灵敏度相比（5.510 5），两者相差不足5%，说明入塔温度的降低步长选取合适，可再次降低原料气入塔温度。在工况6 条件下，将原料气入塔温度降至31 ℃，干气露点降为-10.34 ℃，满足干气露点要求，优化调节结束。