石油与天然气化工  2014, Vol. 43 Issue (5): 492-496
天然气净化厂MDEA再生系统优化运行探讨
唐浠 , 瞿杨 , 陈庭库 , 侯光远 , 张云光     
中国石油西南油气田公司重庆天然气净化总厂
收稿日期：2013-11-22；修回日期：2014-03-13
作者简介：唐浠(1976-), 男, 化工工艺工程师, 1998年毕业于承德石油高等专科学校热工专业, 2004年毕业于华东石油大学石油工程专业, 长期从事天然气净化生产技术管理工作, 现任重庆天然气净化总厂引进分厂副厂长。地址:(401236)重庆市长寿区海棠镇重庆天然气净化总厂引进分厂。电话:023-74651197。E-mail:tangxi1122@petrochina.com.cn.
摘要：重庆天然气净化总厂引进分厂280×104 m3/d脱硫装置MDEA溶液再生系统溶液循环泵出口压力一直不稳定，极易因泵出口流量骤降导致系统联锁停车。从工艺、设备和管线布置方面进行了分析，发现弯头过多不是导致系统压降高的主要原因，“Π”型管的布置方式可使该处压力降低，酸气发生解析及聚集，进而导致溶液循环泵吸空，引起泵出口压力波动，对系统运行产生较大影响。
关键词：天然气    脱硫    MDEA    溶液再生    压降    优化    
Optimal operation of MDEA regeneration system in natural gas purification plant
Tang Xi , Qu Yang , Chen Tingku , Hou Guangyuan , Zhang Yunguang     
Chongqing Natural Gas Purification Plant General, PetroChina Southwest Oil & Gasfield Company, Chongqing 401259, China
Abstract: Serving as the critical equipment of solution regeneration system in 2 800×103 m3/d MDEA desulfurization unit in Yinjin Branch of Chongqing General Natural Gas Purification Plant, the solution circulation pump has an unstable outlet pressure. The system interlock shutdown due to the sudden drawdown of pump outlet flow rate occurred frequently. The process, equipment and pipeline layout were analyzed, and the results showed that excessive elbows were not the main reasons of system pressure drop. The layout of Π type pipeline would reduce the pressure and result in the evolution and accumulation of acid gas, thereby leading to the suction of MDEA circulation pump and the fluctuation of pump outlet pressure, which would bring great influence to the operation of system.
Key Words: natural gas    desulfurization    MDEA    solution regeneration    pressure drop    optimization    

重庆天然气净化总厂引进分厂脱硫装置MDEA溶液再生装置建于2008年，用于对该厂80×104 m3/d和200×104 m3/d两套天然气脱硫装置产生的MDEA富液进行再生[1]。装置建成后，贫液循环泵出口压力波动剧烈，极易因泵出口流量骤降导致联锁停车。为了稳定贫液循环泵入口压力，先后几次提升再生塔操作压力，同时对相关管路进行了整改。2011年大修后，通过控制操作，使泵的入口压力趋于平稳，但再生塔塔顶压力(表压，下同)却一直维持在100 kPa左右，远高于最优塔顶设计压力80 kPa。

1 概述
1.1 主要工艺原理及依据

醇胺法脱除酸性气体的反应为可逆反应，在高压、常温的条件下，原料气中的H2S、CO2酸性组分与醇胺发生反应而被脱除，吸收酸性组分的富液在温度升高、压力降低的工况下释放出酸性气体组分，从而实现溶液的再生[2]。

1.2 工艺流程

重庆天然气净化总厂引进分厂280×104 m3/d脱硫装置流程图[3]如图 1所示。

图 1     系统流程图 Figure 1     Flow diagram of the system

原料气在脱硫塔内与MDEA贫液逆流接触，吸收了H2S和CO2的MDEA富液经闪蒸罐及3级过滤系统除去溶液中溶解的CH4、机械杂质和变质产物后，进入MDEA贫富液换热器(E-1202ⅡA/B)与出MDEA再生塔(C-1202Ⅱ)塔底的MDEA贫液换热，然后进入MDEA再生塔上部，富液自上而下流动，与塔内自下而上的蒸汽逆流接触进行再生(再生所需热量由塔底重沸器E-1201Ⅱ提供)，解吸出H2S和CO2气体。在约125 ℃下MDEA热贫液自塔底出来，经贫富液换热器(E-1202ⅡA/B)与富液换热后进入贫液空冷器(E-1203ⅡA/B)，再经过贫液后冷器(E-1204ⅡA/B)将贫液温度进一步冷却至30 ℃左右，然后由MDEA循环泵(P-1201ⅡA/B)将最大流量为36.3 m3/h、15.7 m3/h、4 m3/h的3股贫液分别送入脱硫吸收塔(C-1201Ⅲ、C-1201Ⅱ)和MDEA闪蒸罐(D-1202Ⅱ)，完成整个溶液系统的循环。

2 问题分析与相关计算
2.1 改造前管道布置

装置改造前的管道布置示意图见图 2，主要工艺参数见图 3。

图 2     改造前管道布置示意图 Figure 2     Schematic drawing of pipeline arrangement before transformation

图 3     改造前主要工艺参数 Figure 3     Main process parameter before transformation

由图 2、图 3可以看出，虽然再生塔压力一直维持在100 kPa左右，但泵入口压力很不稳定，容易出现断流现象，造成设备损坏。而要维持泵入口压力的稳定，就必须提高再生塔压力，但从溶液热降解和酸气组分的脱除两方面考虑，提高再生塔操作压力不利于再生。

2.2 问题产生的原因及分析

由图 4可知：MDEA贫液出塔后，在进入贫富液换热器之前，温度尚未降低，但压力降低明显。贫液空冷器出口压力降至系统内最低值，此处最易积聚酸气造成吸空，压力随设备安装高度的变化也最为明显。其次是经过换热器时的压力损失。经过管道、弯头、阀门处的压力损失最小。

图 4     压力温度变化示意图 Figure 4     Schematic diagram of pressure and temperature changess

当MDEA溶液循环泵(P-1201Ⅱ)入口压力较低时，容易出现断流现象，造成泵抽空停车，严重时可能损坏设备。然而造成断流的主要原因是MDEA贫液在进入贫富液换热器之前，温度尚未降低，因压力降低解析出少量H2S和CO2并发生聚集。造成压力降低和气体聚集的原因如下：

(1) 再生塔底部至泵入口管线设计不合理，导致阻力损失过大。引进分厂280×104 m3/d胺液再生系统贫液出口可能由于设计缺陷，贫液管线上有许多弯头，增大了系统阻力。阻力损失过大导致管线内平均压力偏低。同时，空冷器采取高位安装的方式，也导致在其出口处产生低压点，如图 4所示。

(2) 管线多处高点导致局部压力偏低和酸气累积。溶液循环泵(P-1201Ⅱ)入口贫液管线形成许多“Π”型管，不仅增大了系统阻力，而且其高点为该段管线压力最低处，极易使H2S和CO2发生解析及聚集，如图 4中溶液再生塔至贫富液换热器和贫液空冷器处。

贫液空冷器入口位置为整条管线的最高点，很容易出现酸气聚集。引进分厂2010年大修改造时在该处增加了排气管线，以加强日常排气，但溶液循环泵(P-1201Ⅱ)入口压力仍波动极大，再生塔压力也依然偏高，且操作人员定期手动排气也增加了劳动强度，故此方法具有一定的局限性。

2.3 压降计算
2.3.1 C-1202Ⅱ塔底至P-1201Ⅱ进口压降计算

再生塔贫液出口垂直高度为2.2 m，而循环泵入口管线垂直高度为1.2 m，没有底泵，溶液出塔后管线弯头较多，且使用了阻力损失较大的板式换热器作为贫富液换热器，故系统压降较大。以下针对装置贫液管线计算管路弯道压力损失。

分别取贫液出塔处和贫液循环泵入口处粗滤器前作为截面1、2，列柏努利方程[4]：

(1)

式中，△p为管路及换热器阻力损失所造成的压降，MPa。Δp=Δp1+Δp2。

前已述及，MDEA贫液出塔后，经过3台换热器，温度从125 ℃左右降至30 ℃左右。为简化计算，分别取质量分数为50%的MDEA水溶液在125 ℃、60 ℃及30 ℃下的密度和黏度，求取平均值进行计算，见表 1。

表 1    50% (w)MDEA水溶液参数 Table 1    Properties of 50wt% MDEA solution

因而可取ρ1=ρ2=1 005.5 kg/m3，又由于溶液在同等直径管路中作稳态流动，所以可取u1=u2=u，其中u为溶液在管内瞬时流速，m/s。

由式(1)可得泵入口处压力，见式(2)。

(2)

前已述及，h1=2.2 m，h2=1.2 m。

贫液管线内径为150 mm，根据以往的操作经验，以目前装置处理量而言，贫液循环量平均约为40 m3/h，即0.01 m3/s。由式(3)可以求得管路中的瞬时流速：

(3)

式中，qv为瞬时体积流量(m3/s)，由式(3)可得管路中瞬时流速u=0.57 m/s。又由式(4)可求得管路中流体流动雷诺准数：

(4)

式中，u为溶液黏度，Pa·s；由式(4)求得管路中流体的雷诺数为Re=24 128.61﹥﹥4 000，因而管路中流体为湍流。管线材质为20#碳钢，可取绝对粗糙度ε=0.2 mm，因而管路相对粗糙度为：

(5)

查相应图表可得管路阻力系数λ=0.028。

统计管道中直管长度和弯头、大小头及阀门等的数量，并查得相应的局部阻力系数，见表 2。其中，贫液自塔底进入管线为突然缩小，闸阀、球阀处于全开状态时局部阻力极小，可忽略不计。

表 2    管道阻力情况统计 Table 2    Statistics of pipeline resistance

由设备性能参数和日常操作经验可知，溶液流经换热器E-1202II、E-1203II和E-1204II时的压降分别为20 kPa、16 kPa和15 kPa，则溶液流经换热器产生的总压降Δp1 =20+16+15=51 kPa。由式(6)可求得管路阻力损失所造成的压降：

(6)

其中, l为直管长度，m；Σξ为管路局部阻力系数之和，由表 2可知，Σξ=0.75×35+0.17×2+0.5=27.09，计算后可得：Δp2 =6 620.31 Pa，故总压降Δp=Δp1+Δp2=57.62 kPa。

当再生塔塔顶压力为100 kPa，塔底压力约为120 kPa时，若塔底液位为50%，则塔底液面到管线入口处的垂直深度为1.05 m，即：p1=120×103+1 005.5×9.81×1.05=130 357.15 Pa，即130.36 kPa。代入式(2)可得，此时泵入口端压力p2=82.6 kPa，与现场实测值基本一致。

当再生塔塔顶压力降至80 kPa，塔底压力降为约100 kPa时，则p2相应地降为62.6 kPa，根据以往的经验，在入口和管线高点已充分排气的情况下，泵可以正常运行。若维持液位在70%，则垂直深度变为1.35 m，此时，p1为113.32 kPa，p2相应地为65.56 kPa。当冬季气温较低时，可将溶液切换至E-1203旁路流通。减少空冷器压降后，p2值为81.56 kPa。由计算可知，管路本身所造成的压降较小，但仍可通过变更管线走向、减少弯头数量的方式减小管路阻力损失。而对于泵入口粗滤器而言，要求其压差不得超过10 kPa。只要溶液过滤装置操作维护得当，溶液中杂质较少，同时，在进行动设备月度切换时按规定对粗滤器进行定期清洗，因此，粗滤器所产生的压降几乎可以忽略不计。

2.3.2 贫液空冷器E-1203Ⅱ出口压力计算

用以上方法按塔底液位为50%计算，可求得贫液空冷器E-1203Ⅱ出口压力p3=-19 kPa。

2.3.3 MDEA再生塔至贫富液换热器之间最高点压力计算

同理可得，MDEA再生塔至贫富液换热器之间最高点压力p4=111 kPa。

2.4 计算结果

由上述计算可知，虽然贫液管线弯头处有压力损失，但损失较小，不足以对再生塔及泵入口压力造成影响，因此，“Π”型管处存在气体聚集是产生压力损失的主要原因，主要包括以下位置：

(1) MDEA再生塔至贫富液换热器之间的管线。虽然此段管线的最低压力与MDEA再生塔出口相比下降不大，但由于流经此段的溶液还没有经过贫富液换热器降温，微小的压降也会导致饱和溶液中的H2S和CO2发生解析及聚集。

(2) 贫液空冷器E-1203Ⅱ出口管线。此处是MDEA溶液系统的压力最低点，有时甚至为负压，故此管线也是H2S和CO2最容易发生解析及聚集的地点。

2.5 改造后主要流程及参数

将MDEA再生塔至贫富液换热器之间的管线进行以下优化改造：

(1) 减少弯头数量。

(2) 降低此段管道最高点高度。

(3) 去除“Π”型管段。

具体做法如图 2、图 5所示，将部分管线从管架上向下调整0.5 m，既减少了两个弯头，又降低了该段管线最高点的高度，同时可去除系统中的“Π”型管段。

图 5     改造后示意图 Figure 5     Schematic drawing after transformation

图 6为优化改造后的工艺参数，由图 6可以看出，改造后泵入口压力趋于稳定，同时，再生塔压力也下降了20 kPa，可在提高再生效率的同时，保证整个系统的长期稳定运行。

图 6     改造后工艺参数 Figure 6     Process parameters after transformation

3 结论及建议

(1) 改造时对贫富液换热器前的“Π”型管线进行了整改，对于装置的平稳运行起到了一定作用。但在工艺参数变化较大情况下，仍难以满足工况要求，需在再生塔底增加溶液增压泵才能从根本上解决问题。

(2) 弯头过多在一定程度上会造成压力损失，但不是主要原因，在饱和态液相存在的管路中，“Π”型管的布置方式对系统运行有较大影响，在今后的设计中应予以考虑。

(3) 虽然改造后运行条件趋于稳定，但装置再生压力仍较高，在溶液系统的稳定性和装置能耗方面仍有潜力可挖。可以通过减少垂直方向的“Π”形弯，增加水平方向“Π”形弯的方式消除管路系统的热应力影响。在不改变运行条件的前提下，使装置平稳运行，同时降低装置能耗。

参考文献
[1]
熊勇, 张廷洲, 王军, 等. 重庆天然气净化总厂引进分厂适应性改造情况综述[J]. 石油与天然气化工, 2010, 39(增刊1): 9-12.
[2]
陈赓良, 朱利凯. 天然气处理与加工工艺原理及技术进展[M]. 北京: 石油工业出版社, 2010.
[3]
蒋维钧, 戴猷元, 顾惠君. 化工原理[M]. 北京: 清华大学出版社, 2009.
[4]
诸林. 天然气加工工程[M]. 北京: 石油工业出版社, 2008.
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