盛 偉 王燕妮 盛 辰 陳俊霞 牛 芳 朱 華

（中原油田天然氣處理廠）

某天然氣處理裝置以油田伴生氣為原料，生產(chǎn)甲烷、乙烷、丙烷、丁烷和天然氣油等產(chǎn)品。原設計原料氣處理量為80～120×104m3／d，壓力（絕壓）為3.8～6.77MPa，乙烷收率為85%。隨著油田勘探開發(fā)形勢日趨嚴峻，工廠供氣量降低至60～65×104m3／d左右，氣質(zhì)也明顯變貧，原料氣中C3＋質(zhì)量濃度由230g／m3降至155g／m3，這樣在原設計工藝參數(shù)和操作方式下，裝置無法達到預期的制冷深度，嚴重降低了產(chǎn)品的收率（統(tǒng)計12個月乙烷收率為80.4%），而且還影響到機組的平穩(wěn)運行，同時給分餾單元的操作也帶來了一定的困難［1－5］。因此，面對油田伴生氣量逐年下降的現(xiàn)狀，研究低負荷工況對裝置的影響及如何根據(jù)現(xiàn)狀對工藝操作方式進行改進，成為亟待解決的問題。

1 低負荷工況對裝置的影響

1.1 低負荷對機組運行的影響

本裝置有3個主要機組，包括：原料氣壓縮機、膨脹增壓機和丙烷制冷壓縮機。其中，原料氣壓縮機和膨脹增壓機均為主流程機組，丙烷制冷壓縮機為輔助制冷系統(tǒng)機組。這3個機組均是離心式壓縮機，因此以原料氣壓縮機為例來說明低負荷對機組的影響。

該原料氣壓縮機為離心式壓縮機，作用是為天然氣增壓，滿足干燥、膨脹、分餾等工藝需求。該機為二段壓縮，共有8級葉輪，具有排氣量大、效率高、結構簡單、體積小，以及正常工況下運轉平穩(wěn)、壓縮氣流脈動小等特點。但離心式壓縮機對氣體的壓力、流量、溫度變化比較敏感，原料氣各項參數(shù)的變化易導致壓縮機發(fā)生喘振。

由天然氣處理裝置原料氣壓縮機工況圖（圖1所示）可以看出，若壓比不變，則流量降低時工作點向左（即喘振線方向）移動，當流量降低到一定值時碰到喘振線，此時機組防喘閥打開，會使處理氣量降低；若防喘閥不能及時打開則機組喘振。

喘振對離心式壓縮機的危害較大，具體到該裝置的原料氣壓縮機，其危害主要體現(xiàn)在以下3點：

（1）由于原料氣壓縮機由燃氣輪機帶動，原料氣壓縮機喘振會引起燃氣輪機高低壓軸轉速大幅波動，易使燃氣輪機殼體振動升高導致停機，同時壓縮機的性能惡化，壓力和效率顯著降低；

（2）壓縮機產(chǎn)生強烈的振動，同時伴隨異常的噪聲、吼叫和爆音，輕則機組中心偏移，軸承磨損，密封間隙增大；重則徑向和軸向間隙消失，止推軸承燒毀，動靜部件碰撞，損壞機組；

（3）由于原料氣壓縮機在膨脹增壓機增壓端的上游，原料氣壓縮機喘振會造成膨脹增壓機超速停機，裝置停產(chǎn)。

由以上分析可知，由于該裝置是連續(xù)生產(chǎn)方式，任何一臺機組的喘振除了對機組本身造成損壞外，還會直接影響其他機組的運行。

學校應著重建立健全自律與他律并重的師德建設長效機制，研究制定科學合理的師德考評制度、方式，切實把師德表現(xiàn)作為評判教師是否優(yōu)秀的第一標準。引導和鼓勵教師靜心教學、潛心育人，做學生生活上的學習榜樣和專業(yè)學習上的引路人。

1.2 低負荷對收率的影響

結合圖2介紹工藝流程：工廠來氣經(jīng)原料氣壓縮機和增壓機三級壓縮，干燥脫水后，進入冷箱2－E1、2－E2換熱，在低溫分離器2－V1中進行分離，液相通過焦耳－湯姆遜閥節(jié)流后進入脫甲烷塔2－C1頂部，氣相經(jīng)膨脹機降溫后作為2－C1的進料，塔頂產(chǎn)品甲烷經(jīng)冷箱換熱后外輸，C＋2產(chǎn)品由NGL泵送入分餾單元。在整個過程中，為原料氣提供冷量的主要有在2－E1中與其換熱的丙烷介質(zhì)，通過等熵膨脹使氣相降溫的膨脹機，對2－V1底部介質(zhì)進行節(jié)流膨脹的焦耳－湯姆遜閥。

透平膨脹機是為整個低溫裝置提供冷源的主要設備。在實際運轉中，常常由于各方面條件的變化，總要引起裝置總耗冷量的改變。為了維持裝置的冷量平衡，就要求透平膨脹機的工況能夠調(diào)節(jié)，使產(chǎn)冷量發(fā)生相應的變化。制冷量計算公式見式（1）：

式中：Q0為制冷量，kW；qm為膨脹氣體量，kmol；hs為等熵比焓降，kJ／kmol；ηs為等熵效率。

由式（1）知，制冷量Q0與膨脹機的膨脹氣體量qm、等熵比焓降hs及等熵效率ηs這三者有關。qm與原料氣量有直接的關系。hs與膨脹機膨脹比有關。由于該廠膨脹機的出口壓力P2即脫甲烷塔壓力，固定控制在1.25MPa。低氣量下，膨脹機入口流量qm、壓力P1分別降低，從而使膨脹機的制冷能力下降，導致甲烷塔2－C1頂溫上升，產(chǎn)品收率下降。

另外，負荷降低同樣對下游的分餾單元有一定的影響，導致分餾塔效率降低，給操作帶來一定的難度，同時降低了產(chǎn)品純度。

2 工藝操作的改進措施

由于伴生氣的氣量和氣質(zhì)無法控制，主要靠“補氣”來提高工廠的處理量，同時優(yōu)化工藝參數(shù)以提高輕烴產(chǎn)品的收率。針對現(xiàn)狀，采取了如下措施：

2.1 向原料氣中補充干氣，提高處理量

表1 補氣前的工藝參數(shù)Table 1 Process parameters before filling gas

表2 補氣后的工藝參數(shù)Table 2 Process parameters after filling gas

表1和表2是氣量波動時補氣前后的數(shù)據(jù)記錄。

通過表1與表2的對比，可以看出，經(jīng)過補氣后，脫甲烷塔的頂溫平均降低了3℃，干氣中C2和C＋3的質(zhì)量濃度分別降低了3.6g／m3和0.4g／m3。

2.2 降低甲烷外輸壓力，提高膨脹比

為了提高伴生氣處理量，將膨脹機噴嘴開度由20%開大至32%，但是膨脹機的膨脹比卻由3.9 MPa（絕壓）／1.35MPa（絕壓）＝2.89下降到3.5 MPa（絕壓）／1.35MPa（絕壓）＝2.59，根據(jù)膨脹機經(jīng)驗公式：

式中：k為常數(shù)（對天然氣而言k值在1.35～1.4左右）；T1為膨脹機入口溫度，K；T2為膨脹機出口溫度，K；P1為入口壓力，MPa；P2為出口壓力，MPa。

由式（2）可以看出，膨脹比率下降，膨脹機的出口溫度T2會升高，不利于降低脫甲烷塔頂溫，因此將干氣外輸壓力（出口壓力P2）由1.25MPa（表壓）降低至1.15MPa，降低外輸壓力后，膨脹比為2.8。同時，加大輔助制冷量降低膨脹機入口溫度，最終在提高伴生氣處理量的情況下，達到了降低膨脹機出口溫度的目的。

2.3 降低脫甲烷塔的熱負荷，減少冷量消耗

對脫甲烷塔重新進行熱量衡算，發(fā)現(xiàn)應減少塔的熱負荷來降低塔頂溫度。為此對脫甲烷塔的控制參數(shù)重新進行了調(diào)整，將脫甲烷塔靈敏板溫度由原來的2℃降低到－8℃，將脫甲烷塔塔頂壓力（即甲烷外輸壓力）PICA0201由1.25MPa降至1.15 MPa，這樣既保證了產(chǎn)品的純度又減少了NGL單元所需的冷量，降低了脫甲烷塔頂?shù)臏囟取?/p>

2.4 增加丙烷制冷單元冷量

該廠的丙烷輔助制冷單元采用的是三級壓縮制冷流程，圖2中所示3－V6為一級制冷蒸發(fā)器，靠溫度差作為蒸發(fā)動力，制冷低溫位為－35℃。3－V6制冷深度不夠，單靠3－V7提供冷量，造成了脫甲烷塔頂溫度偏高。分析發(fā)現(xiàn)，在冷箱2－E1中與3－V6、3－V7同時給原料氣提供冷量的脫甲烷塔側沸線7、8層溫度偏低，8層進料溫度TI0215為－60℃，7層出料溫度TI0214為－40℃，低于丙烷在3－V6中的制冷深度，造成丙烷不能蒸發(fā)，影響了3－V6的制冷。調(diào)整后，7、8層側沸線溫度恢復正常，8層進料溫度TI0215恢復為－30℃，7層出料溫度TI0214恢復為－15℃，3－V6開始制冷，調(diào)整后適當投入3－V6、3－V7冷量，降低了2－E1出口原料氣溫度。

2.5 減小2－V1開度，提高節(jié)流效應

在增大膨脹機噴嘴開度，提高處理量的同時，根據(jù)節(jié)流膨脹公式：

式中：C為氣體的特性常數(shù)；ΔTH為溫度降，K；ΔP為節(jié)流閥前后壓差，MPa；T1為節(jié)流前絕對溫度，K。

由式（3）可以看出，節(jié)流膨脹所獲得的溫度降與壓力降成正比，與節(jié)流前溫度T1成反比，采取增大壓力降和降低節(jié)流前溫度的方法來增大溫度降。因此對輔助制冷系統(tǒng)進行調(diào)整，加大制冷量以降低節(jié)流前絕對溫度T1（TI0212）的同時，關小節(jié)流閥開度以增大ΔP值，這樣ΔTH值也相應增大，即降低了節(jié)流后溫度TI0210。

3 小結

通過以上措施，統(tǒng)計6個月的乙烷收率提高至82.6%，與未采取措施前相比提高了2.2%。

目前天然氣化工產(chǎn)業(yè)的發(fā)展日新月異，而不少老油田的油氣資源衰竭較快，很多天然氣處理裝置均在設計下限甚至更小的狀況下運行，在能耗未減的情況下輕烴收率逐步降低，不僅造成能源消耗，而且還降低了經(jīng)濟效益。在無法改造設備的前提下應從工藝入手對裝置進行挖潛增效，以提高裝置的收率，達到節(jié)約能源提高經(jīng)濟效益的目的。

［1］朱利凱.天然氣處理與加工 ［M］.北京：石油工業(yè)出版社，1997.

［2］王遇冬.天然氣處理與加工工藝［M］.北京：石油工業(yè)出版社，1999.

［3］張慶安.還原吸收法尾氣處理裝置及CT6－5催化劑工業(yè)運行回顧［J］.石油與天然氣化工，1997，26（2）：90－93.

［4］王吉云.100kt／a硫磺回收裝置尾氣處理單元改造［J］.石油與天然氣化工，2010，39（4）：307－310.

［5］胡天友，熊鋼，何金龍，等.胺法脫硫裝置溶液發(fā)泡預防及控制措施［J］.天然氣工業(yè)，2009，29（3）：101－103.