双塔天然气氦气回收工艺设计及㶲分析

蒋 洪，祝梦雪

（西南石油大学 石油与天然气工程学院，四川 成都 610500）

氦气是一种稀有的战略性资源。天然气提氦技术主要包括变压吸附法（PSA）、膜分离法和深冷法等；集成的天然气提氦技术包括深冷-膜分离联合法、深冷-膜分离耦合法、LNG联产法、NRU联合法、NGL-NRU联合法、水合分离+催化脱氢法、闪蒸法及其改进流程和TSA+真空PSA法[1]。国内大多数油田采用深冷-膜分离工艺从天然气中提氦，存在氦气回收率低、综合能耗大等问题[2-8]。

本文将低温精馏与提氦工艺相结合，提出一种创新的天然气氦气回收方法——双塔天然气氦气回收工艺。通过HYSYS模拟，考察该流程氦气回收率和综合能耗等，并对所建流程进行传统㶲分析及高级㶲分析，可为气田回收氦气提供参考。

1 深冷-膜分离联合天然气提氦工艺

大多数油田采用深冷-膜分离联合天然气提氦工艺。某生产现场原料气处理规模为100 × 104m3/d，原料气压力为4.50 MPa，原料气温度为40 °C，外输气压力大于4.20 MPa，原料气组成见表1。

表1 原料气组成Table 1 Composition of feed gas

深冷-膜分离联合天然气提氦工艺的HYSYS模拟流程见图1。膜分离后的天然气进入预冷冷箱降温至-100 °C后进入重烃分离器，重烃分离器气相在预冷冷箱中降温至-142 °C后进入低温分离器，重烃分离器液相节流至3.60 MPa后直接进入提氦塔。低温分离器气相与部分液相在深冷冷箱中冷却至-175 °C后节流降压至3.50 MPa进入提氦塔；另一部分液相节流降压至3.55 MPa后进入提氦塔中部。提氦塔塔顶出料（3.40 MPa，-104 °C）进入预冷冷箱升温（3.40 MPa，36 °C）后作为粗氦产品。

图1 深冷-膜分离联合法提氦工艺模拟Fig. 1 Simulation of cryogenic-membrane separation combined process for helium extraction

2 双塔天然气氦气回收工艺模拟及分析

2.1 流程介绍

基于现有深冷-膜分离联合天然气提氦工艺存在的氦气回收率低、综合能耗大等问题，本文提出了双塔天然气氦气回收工艺，流程由氦气提浓塔和氦气回收塔两部分组成，见图2。经预处理后的天然气在主冷箱预冷后进入重烃分离器，重烃分离器气相经主冷箱降温后进入低温分离器，重烃分离器液相进主冷箱升温后，经过降压进入闪蒸罐，分离出气体和凝液，气相进入燃料气系统。重烃分离器气相经主冷箱降温后进入低温分离器分离，低温分离器气相经主冷箱降温后节流降压进入氦气提浓塔顶部，低温分离器液相降压进入氦气提浓塔中部，氦气提浓塔塔顶出料经氦气回收冷箱降温后进入氦气回收塔中部，氦气提浓塔塔底出料一部分在主冷箱中升温后至氦气提浓塔底部进料，另一部分分成两股分别降压后经主冷箱升温，随后进入增压单元增压。氦气回收塔塔顶出料经氦气回收冷箱升温后外输，在氦气回收塔塔底出料的一部分进入氦气回收冷箱升温后至氦气回收塔底部，另一部分塔底出料经过节流降压后依次进入氦气回收冷箱、主冷箱升温，随后进入增压单元增压外输。

图2 双塔天然气氦气回收工艺Fig. 2 Double-tower natural gas helium recovery process

2.2 流程模拟及两种工艺参数比较

本文采用HYSYS进行模拟，选择Peng-Robinson方程作为气液平衡模型，熵焓模型采用Lee-Kesler方程。换热器选用板翅式换热器，压缩机绝热效率为75%，压缩比为9.05，回流泵绝热效率为75%。双塔天然气氦气回收工艺模拟见图3。双塔天然气氦气回收工艺与深冷-膜分离联合法提氦工艺主要参数见表2。

图3 双塔天然气氦气回收工艺模拟Fig. 3 Simulation of double-tower natural gas helium recovery process

由表2 可知，深冷-膜分离联合法提氦工艺氮气制冷循环压缩功为109.04 kW，总压缩功为1112.04 kW，总压缩功包括制冷压缩功和外输气压缩功。双塔天然气氦气回收工艺氮气制冷循环压缩功为16.34 kW，远小于深冷-膜分离联合提氦工艺，主要原因在于氮气循环制冷只需要为氦气回收塔提供冷量，然而深冷-膜分离联合法中的制冷循环却需要同时为原料气和提氦塔提供不同温位的冷量，氮气消耗量大。深冷-膜分离法联合提氦工艺中氦气回收率为78.06%，粗氦产品纯度为50.21%；双塔天然气氦气回收工艺增加了低温精馏流程，氦气回收率与纯度更高，分别为98.95%和73.48%。

3 传统㶲分析

3.1 传统㶲分析模型

将工艺中的各个设备视为独立黑箱，㶲的组成包括动能㶲、势能㶲、物理㶲及化学㶲[9-11]，物流中的动能及势能变化忽略不计。本文的㶲分析主要针对物理㶲，建立如图4 的传统黑箱模型。

图4 设备黑箱模型Fig. 4 Black box model of equipment

假设所有能量平衡系统的边界参考环境T0，则第K个设备的能量平衡如式(1)。

式中，EF,K为设备K单位时间内输入系统的㶲，kW；EP,K为设备K单位时间内输出系统的㶲，kW；ED,K为设备K单位时间内系统的㶲损，kW。

主要设备传统㶲分析计算模型如表3 所示。

表3 主要设备传统㶲分析计算模型Table 3 Calculation model of traditional exergy analysis of main equipment

3.2 传统㶲分析结果

根据KELLY等[9]提出的设备传统㶲分析模型，可以计算得到各设备的㶲损及㶲效率。双塔天然气氦气回收工艺氦气回收单元主要设备㶲分析结果见表4。由表4 可知，氦气回收单元整体的㶲效率为60.37%，除空冷器外，单元其他设备的㶲效率普遍较高；冷箱LNG-100 㶲损最大，为446 kW，占总㶲损的47.48%。氦气提浓塔㶲效率最高，为98.63%。

表4 氦气回收单元主要设备㶲分析Table 4 Exergy analysis of main equipment of helium recovery unit

4 高级㶲分析

4.1 高级㶲分析方法

为了进一步分析氦气回收过程中设备的用能情况，对双塔天然气氦气回收工艺进行高级㶲分析。常规㶲分析仅能分析工艺流程中各个设备的㶲损及㶲效率，不能揭示系统的改进潜力，而高级㶲分析正好能弥补上述缺陷。根据设备本身的不可逆性及其他设备的不可逆性，将设备所产生的㶲损分为内源性㶲损和外源性㶲损。根据设备目前的制造水平以及未来的改造潜力，将设备所产生的㶲损分为可避免㶲损和不可避免㶲损[12-14]。

4.1.1 内源性和外源性㶲损

在存在能量转换的设备中，不可逆的㶲损可分为两个部分：由设备自身效率引起的，称之为内源性㶲损；系统其他设备低效率引起的，称之为外源性㶲损。关系可以表达为式(2)。

KELLY等[9]提出的计算㶲损的4 种方法中，热力学循环法和工程图法为主要方法，当系统未处于理想的运行状态时，不能使用热力学循环法。本文氦气提浓塔和氦气回收塔很难在理想状态下运行，故采用工程图法计算内源性㶲损和外源性㶲损。运用工程图法，系统的总㶲损可按照式(3)进行细分。

式中，ED,others为其他设备的㶲损，kW。为由于其他设备不可逆性所产生的㶲损，同时也是ED,others的函数。当ED,others的值趋近于零时，也趋近于零，此时系统所产生的㶲损就是设备本身不可逆性所引起的，即总㶲损等于内源性㶲损运用工程图法计算，绘制成图5。由图5可知，延长直线与纵坐标相交，截距即为所求设备的内源性㶲损。在绘制直线的过程中需要保证设备的㶲效率恒定不变。图形的线性关系已经在文献[15]中得到了证明。

图5 工程图法获取内源性㶲损Fig. 5 Engineering drawing method for endogenous exergy loss

4.1.2 可避免和不可避免㶲损

由于技术及经济发展的限制，即便使用最先进的手段也不能消除的㶲损称为不可避免㶲损，相反可以减少甚至消除的㶲损称为可避免㶲损。将设备所产生的㶲损分为可避免及不可避免㶲损，如式(4)所示。

使设备处于最高效率下，计算出设备在不可避免情况下所产生的㶲损以及有效㶲，从而得到系数(ED,K/EP,K)UN，用以计算设备在实际运行工况下的不可避免㶲损，计算如式(5)所示。有效㶲的计算见式(6)。将设备的总㶲损减去不可避免㶲损得到设备的可避免㶲损，见式(7)。计算不可避免㶲损的假设见表5。

表5 计算不可避免㶲损的假设Table 5 Assumptions for calculating unavoidable exergy loss

4.1.3 㶲损组合

将前述4 种㶲损进行交叉组合，可得到设备更加细化的㶲损类型，包括可避免内源性㶲损可避免外源性㶲损不可避免内源性㶲损以及不可避免外源性㶲损种㶲损组合的特点如表6 所示，计算公式见式(8)~式(11)。

表6 4 种㶲损组合的特点Table 6 Features of four exergy loss

4.2 高级㶲分析结果

图6 主要设备内源性㶲损计算结果Fig. 6 Calculation results of endogenous exergy loss of main components

由表7 可知，设备的㶲损主要是由于自身不可逆性产生的，且占总㶲损的比例较高。设备不可避免状态下的有效能利用率直接决定(ED,K/EP,K)UN的大小，直接反映可实现的有效能利用潜力，值越小设备可用能利用率越高。压缩机所对应的(ED,K/EP,K)UN相对较小，通过技术改造，这些设备能够达到较高的有效能利用率。氦气提浓塔和氦气回收塔所对应的(ED,K/EP,K)UN较大，改造这些设备受到一定的限制且不经济。此外，氦气提浓塔和氦气回收塔内发生精馏反应，不可逆性很大，使得提高有效能利用率变得十分困难。几乎所有设备的㶲损都是由于自身不可逆性产生的，但是空冷器AC-303 的外源性㶲损大于内源性㶲损，主要是因为其安装位置在外输气出口处，受环境温度波动的影响。

氦气回收工艺㶲损细分见图7。由图7 可知，氦气回收工艺中，内源性㶲损远远大于外源性㶲损，即各设备产生的㶲损主要来源于自身的不可逆性，其他设备对于所研究设备的㶲损影响较小。氦气回收工艺内源性㶲损占系统总㶲损的85.24%。系统可避免㶲损占总㶲损的比例较大，与不可避免㶲损相比，高出45.28%。可见该双塔天然气氦气回收工艺具有很大的改进潜力。

氦气回收工艺综合㶲损细分见图8。由图8可知，可避免内源性㶲损占比最高，为67.9%，不可避免内源性㶲损为17.4%、不可避免外源性㶲损为8.9%、可避免外源性㶲损为5.8%。

图8 氦气回收工艺综合㶲损细分Fig. 8 Breakdown of comprehensive exergy loss of helium recovery process

设备总㶲损及㶲损细分见图9。由图9 可知，系统中大多数设备的㶲损主要是可避免内源性㶲损，表明可以通过提高设备自身的效率来减少系统总㶲损。冷箱LNG-100 可避免内源性㶲损的占比较高，提高该设备的效率是减少系统㶲损的有效措施。通过改变冷箱的结构形式能够降低设备的㶲损，提高系统有效能利用率。其次，可避免内源性㶲损较大的是压缩机和空冷器AC-302，通过提高压缩机效率以及改变空冷器结构能够有效降低设备㶲损。塔设备中不可避免内源性㶲损较大，改造这些设备受到一定的限制，且氦气提浓塔和氦气回收塔内部发生精馏反应，不可逆性很大，使得提高其有效能利用变得十分困难。

图9 设备中各类型㶲损Fig. 9 Various types of exergy loss in equipment

5 结论

针对大多数油田采用的深冷-膜分离联合法提氦工艺存在氦气回收率低、综合能耗高等缺点，本文提出了一种创新的双塔天然气氦气回收工艺。通过模拟发现新工艺氦气回收率、综合能耗均比原工艺优异。通过㶲分析发现双塔天然气氦气回收工艺中所有设备内源性㶲损均大于外源性㶲损，说明各设备产生的㶲损主要来源于自身的不可逆性；通过高级㶲分析发现大多数设备的可避免内源性㶲损占总㶲损的比例较高，这说明改善系统有效能利用应聚焦设备本身的性能改造而不是工艺结构，改进冷箱LNG-100 结构形式、提高压缩机效率、改进空冷器AC-302 内部结构以及改善其他设备的工作状况能够有效降低设备㶲损。