气分装置丙烷压缩机功耗分析与节能
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气分装置丙烷压缩机功耗分析与节能何承俭(中国石化总公司安庆分公司炼油一部,安徽安庆246001)摘要:通过分析安庆炼厂I套气体分馏装置优化前后丙烯塔系统流程及丙烷压缩机出入口工况的变化,找出影响热泵效率的因素,在现有条件下优化操作,以实现节能增效。
关键词:压缩机功耗;热泵效率;节能中图分类号:TE974 文献标识码:B 文章编号:1004-7948(2008)03-0046-03引言安庆石化炼厂Ⅰ套气体分馏装置原设计年加工能力10万t ,采用了开式塔底闪蒸热泵流程。
1999年为了提高装置加工能力,该厂将闲置的烷基化装置主分馏塔(TV 2)并联串入丙烯精馏塔(原为两塔,现为三塔),同时对脱丙烷塔、脱乙烷塔塔盘改造,使得装置实际加工量达到1415万t/a ,丙烯产量达315万t/a ,但装置能耗却比不并TV 2上升178%,这种高能耗直接影响装置的经济效益。
1现状分析111TV 2并入前后丙烯塔流程比较(见图1)图1 TV 2并入前后丙烯塔流程112TV 2并入前后流程比较(1)图1中右边框内为原热泵流程,但脱乙烷塔底物料作为丙烯塔唯一进料(65层);丙烷自丙烯塔A 底送出。
(2)图1中左边框内为并入TV 2系统流程,丙烯塔底物料作为TV 2进料;(3)并入TV 2后脱乙烷塔底物料改为丙烯塔第一股进料(11层);TV 2顶物料为丙烯塔第二股进料(65层)。
(4)TV 2底由013MPa 蒸汽加热,塔顶由循环冷水冷却。
(5)丙烷自TV 2送出。
113原热泵及TV 2能耗比较(设计值)(见表1)表1 原热泵及TV 2设计能耗比较项目丙烯塔A/B (原热泵)小时耗量小时折算消耗/kJTV 2小时耗量小时折算消耗/kJ循环水/t 19280139×10439816616×104压缩机耗电/kW 72490719×104--泵/kW 5771148×1043411442181×104蒸汽/t -61171685162×104总消耗/kJ ・h -11059177×1041895107×104合计能耗/kJ ・h -12954184×104114寻找节能途径为了方便说明,文中将不并TV 2为工况Ⅰ,TV 2并入丙烯塔系统为工况Ⅱ。
(1)因TV 2为蒸汽加热、循环水冷却的常规精馏塔。
按最低操作压力、最小回流比、最高回流温度和最低塔底温度原则操作,即在保证产品质量合格的前提下,逐步优化操作指标,使得该精馏塔的操作受控于操作弹性区域内的最佳点上,从而达到节水、节汽的良好效果。
(2)根据装置生产实际中液化气供给量的变化选择停或开TV 2方案。
(3)分析两种工况下压缩机功耗,找出影响热泵效率的因素,从而实现优化操作节能的目的。
因为途径(1)、(2)为精馏节能常规方法,不作赘述。
以下仅分析途径(3)如何优化节能及其节能效果。
2丙烷压缩机功耗分析211压缩机有用功计算压缩机的实际功耗可根据理想气体进行绝热可逆过程时的体积功求算:W P =M P (ZR/N η)・T t [(P u /P e )n -1]—64— 节 能EN ER GY CONSERVA TION 2008年第3期(总第308期)式中:W P—压缩机有用功,kJ/h;M P—压缩机入口蒸汽流率,kmol/h;Z—压缩系数;R—理想气体常数,R=81314J/mol・K;K—绝热指数;N—绝热指数比值,N=(K-1)/K;η—压缩机效率,取η=0160;T t—压缩机入口温度,℃;P u、P e—压缩机出口、入口压力,kg/cm2(绝对压力表示)。
表2 两种工况压缩机入口参数测试时间项目2007年7月5日9:00工况Ⅰ2007年9月5日9:00工况Ⅱ压机入口温度/℃27182618压机出口温度/℃56155514压机入口压力/kg・cm-2816818压机出口压力/kg・cm-215131418压机入口流量/t・h-156165513入口介质组成/V%丙烯 丙烷丙烯 丙烷510 95105110 4910装置进料量/t・h-11310171021111计算绝热指数查炼油工艺图表知:丙烷临界温度36918K,临界压力4119atm;气体丙烯绝热指数为1117,气体丙烷绝热指数为1113。
混合气体绝热指数根据下式求算:1K-1=∑Y IK I-1式中:K—混合气体的绝热指数;K I—混合气体中组分Ⅰ的绝热指数;Y I—混合气体中组分Ⅰ的分子分率。
对于条件Ⅰ:1K-1=0.051.17-1+0.951.13-1解得K=11131。
对于条件Ⅱ:1K-1=0.511.17-1+0.491.13-1解得K=11147。
根据表2参数计算的结果如表3所示。
表3 两种工况压缩机入口状态绝热指数计算值项目工况Ⅰ(入口)工况Ⅱ(入口)对比温度Tг0181301811对比压力Pг0120501210压缩系数Z0183101830绝热指数K1113111147绝热指数比值N011160112821112计算有用功W P1=56600÷44×01831×81314×3001801116×0160×[(15.38.6)01116-1]=21654×106kJ=73713kWhW P2=55300÷43×0183×81314×2991801128×0160×[(14.88.8)01128-1]=21383×106kJ=66212kWh212压机功耗分析21211压缩机实际功耗影响因素分析从表面上看,工况Ⅱ的装置总进料量比工况Ⅰ高4t/h,则工况Ⅱ的压缩机小时功耗应高于工况Ⅰ。
但通过以上计算却发现工况Ⅱ压缩机小时功耗比工况Ⅰ下降7511kWh,从而可以推测只要能找出引起压缩机功耗下降的关键因素,实现优化节能是可行的。
对比压缩机功耗计算公式,结合生产实际分析如下。
(1)工况Ⅱ的热泵循环量(即压缩机入口介质流量)比工况Ⅰ降低113t/h,是压缩机功耗下降的一个因素。
(2)两种工况热泵循环介质组成发生了很大变化,工况Ⅰ循环介质为95%以上的丙烷,工况Ⅱ的循环介质为50%左右的丙烷。
循环介质中丙烯含量增加后一方面导致绝热指数上升,另一方面介质蒸发潜热上升。
在压缩比基本不变的情况下,绝热指数上升,则压缩功耗下降;蒸发潜热的上升,则塔顶冷凝器中所需的冷量减少,即循环介质流量减少,从而降低压缩机功耗。
(3)压缩机入口温度是影响压缩机功耗的关键因素,因串联并入TV2后,原丙烯塔底部上移,塔底温度由40±3℃降至37±3℃操作,因而热泵循环介质整体温度下降,即压缩机入口温度降低,从而降低了功耗。
(4)压缩机效率影响。
效率越高,则压缩机功耗越小,但离心式压缩机效率比较低,因为气体通过吸气室通道进入叶轮,通过叶轮进入扩压器,其通过的弯道会造成很大的能量损失。
在气体流率很大时,压缩机效率可达70%[2]。
实际生产中压缩机的负荷在额定工况点附近,其效率随流量的增加而增加,以上计算过程中,压缩机效率取016,能反应压缩机实际工况。
21212压缩机理论功耗分析(见图2)定量地按逆行卡诺循环,B型开式热泵压缩机功耗可表示为:—74—2008年第3期(总第308期) 节 能EN ER GY CONSERVA TION图2 压缩机理论功耗分析Q D /W 实=η(T R +ΔT R )/(T R -T C +ΔT )式中:Q D —热泵传热量;W 实—压缩机功耗;η—压缩机效率;T R —塔底温度;T C —塔顶温度;ΔT C —塔顶冷凝器温差;ΔT R —塔底重沸器温差;ΔT =ΔT C +ΔT R上式ΔT 是关系热泵性能的关键系数,式中要使压缩机功耗减小,ΔT 应尽量减少,由于开式热泵ΔT R =0,ΔT =ΔT C ,只需考虑塔顶冷凝器温差ΔT C ,其越小,热泵效率越高,压缩机功耗越小;同样塔顶底温差越小,压缩机功耗也越小。
另外,文献[2]介绍工质的冷凝潜热愈大,则单位压缩蒸汽所释放的热量也愈大,热效率愈高,压缩机功耗越小,这与21211中的因素分析结果相同。
以上计算分析为下一步优化节能提供了可靠的理论依据。
3优化节能措施及效果311优化热泵参数节能31111降低热泵循环量通过上述分析可知,热泵循环量越小,则压机功耗越低。
结合装置实际生产运行,工况Ⅰ热泵循环量保持在5516～5616t/h ,而工况Ⅱ热泵循环量降至5410～5510t/h 运行是可行的。
31112减小丙烯塔顶底温差因丙烯塔顶底温差越小,则热泵效率越高。
工况Ⅰ丙烯塔温差最佳由为10～1015℃,工况Ⅱ可降为515～715℃操作。
31113优化循环工质因工况Ⅰ循环介质为95%以上的丙烷,而工况Ⅱ循环介质丙烷含量可降至50%以下。
两种工况优化参数及主电机电流如表4所示。
表4 两种工况参数优化值及主电机电流比较项目工况Ⅰ工况Ⅱ丙烯塔顶、底温差/℃10～1015515～715热泵循环量/t ・h -15516～56165410～5510循环工质组成/V %丙烯510丙烷9510丙烯5110丙烷4910压缩机主电机电流/A72～7466～68312优化后压缩机电机功率计算根据电机实际功率计算公式:P =3V I cos <计算结果如表5所示。
表5 两种工况压缩机主电机功率项目工况Ⅰ工况Ⅱ运行电压/V60006000压缩机主电机电流/A 72～7466～68功率因数019019电机功率/kW682626工况Ⅱ比工况Ⅰ年节电量/kWh4704004结论通过以上分析及落实优化措施后,装置在开TV 2的情况下,装置加工量增加4t/h ,而压缩机功耗也比不开TV 2时明显降低,压缩机主电机电流由不开TV 2时的72～74A 降到66～68A ,每年至少节电47万kWh 。
另外,通过操作总体优化,并入TV 2后,不仅增加了装置加工能力,而且,装置总能耗由设计时的4733144×104kJ /h 降至目前的3076145×104kJ /h ,下降了35%,节能增效显著。
参考文献[1]李春年.热泵技术及其应用[J ].炼油设计,1984,(3):35-42.[2]邹仁均.石油化工分离原理与技术[M ].北京:化学工业出版社,1988.[3]N 1P 里波曼.工艺设计———如何确保操作可靠性[M ].冯国治,等,译.北京:化学工业出版社,1991.[4]侯芙生.炼油工程师手册[M ].北京:石油工业出版社,1995.[5]莱斯A 1凯恩.烃加工过程控制与最优化手册[M ].张潮生,译.北京:烃加工出版社,1988.[6]侯祥麟.中国炼油技术[M ].北京:中石化出版社,1991.[7]刘虹,陈志奎.热泵在炼厂气体分离工艺中的应用[J ].炼油设计,1984,(5):33-35.作者简介:何承俭(1967-),男,安徽安庆人,大学本科,工程师,从事工艺生产技术管理工作。
