W niniejszej publikacji przedstawia się podstawowy projekt inżynieryjny węzła wydzielania gazu płynnego (LPG - ang. liquefied petroleum gas) w rafinerii firmy Khuzestan w Iranie. Ra-fineria ta, podobnie jak inne, posiada jeden węzeł wydzielania LPG. Wsad do niego pochodzi z trzech różnych źródeł.
Pierwszy wsad pochodzi z katalitycznego krakingu oraz reformingu (aCCR) i jest to strumień bez zawartości H2S. Drugi wsad pochodzi z węzła hydrokrakingu (HCR) i niesie ze sobą pewną zawartość siarkowodoru. Trzeci wsad pochodzi ze stabilizatora w węźle destylacji ropy surowej (DRW), zawierający H2S i merkaptany.
Węzeł wydzielania LPG w tym projekcie składa się z dwóch głównych sekcji rozdziału, które obejmują kolumny deetanizacji i depropanizacji. Główny produkt tego węzła to propan, otrzymywany ze szczytu sekcji depropanizacji. Kieruje się go do kulistych zbiorników stoka-żu. Innym głównym produktem tego węzła jest butan. Bywa on odbierany z dolnej części de-propanizatora i kierowany do zbiorników kulistych. Produkty te miesza się ze sobą w rozma-itych stosunkach w różnych porach roku, zależnie od potrzeb. Produktem ubocznym otrzy-mywanym z górnej części deetanizatora jest gaz opałowy, przesyłany do sieci grzewczej w rafinerii.
Niniejsze studium obejmuje przebadanie wpływu zawartości H2S we wsadzie na parametry projektowe deetanizatora. Dodatkowo uwzględniono wpływy ciśnienia roboczego kolumny depropanizacji na zużycie mediów w jej skraplaczu. Proponowany schemat obróbki strumieni LPG przed wydzielaniem składników przedstawiono na rysunku 1.
Deetanizator
Dopływający LPG z trzech źródeł miesza się w zbiorniku buforowym wsadu i pompuje do kolumny deetanizacji. Funkcją tej kolumny, pracującej pod ciśnieniem 26 barów jest usuwanie etanu jako strumienia odbieranego ze szczytu i produkowanie w kubie strumienia produktu zawierającego propan oraz węglowodory cięższe. Kolumnę deetanizacji zaprojektowano w ten sposób, aby maksymalna strata frakcji C3 w gazie opałowym wynosiła 7% masy. Strumień opar odbierany ze szczytu schładza się do 60oC w chłodnicy powietrznej, a na-stępnie do 40oC w skraplaczu. W końcu mieszane frakcje kieruje się do zbiornika orosienia. Faza parowa w separatorze zawiera węglowodory lżejsze (C2-) i przesyła się ją do węzła gazu opałowego jako produkt uboczny. Frakcję ciekłą przy pomocy pompy orosienia zawraca się na szczyt kolumny. Węglowodory ciekłe otrzymywane z kuba kolumny deetani-zacji (C3+) przesyła się przez regulator poziomu do sekcji depropanizacji dla dalszego prze-robu. Rysunek 2 pokazuje schemat technologiczny sekcji deetanizacji w węźle wydzielania LPG w rafinerii firmy Khuzestan.
Analizy konkretnych przypadków
Przeprowadzono symulacje technologiczne dla niżej wymienionych przypadków, celem sprawdzenia wpływu zawartości H2S we wsadzie do kolumny deetanizacji na parametry pro-jektowe kolumny, uwzględniając obciążenie cieplne skraplacza, wyparki, średnicę kolumny, itp.
Przypadek 1. Kwaśny wsad jest kierowany do węzła wydzielania LPG, przy czym kolumna deetanizacji służy do usuwania H2S. W tym przypadku zakłada się zawartość 5 ppm H2S w kubie deetanizatora.
Przypadek 2. Kwaśny wsad jest kierowany do kolumny deetanizacji, a projektowa-nie wykonuje się dla zawartości 300 ppm H2S w kubie deetanizatora.
Przypadek 3. Do kolumny deetanizacji wprowadza się wsad po obróbce, bez za-wartości H2S.
Symulacja procesu. W ramach tego studium wykonano symulację dla przypadków 1-3, przy wykorzystaniu oprogramowania komercyjnego [2]. Tabela 1 przedstawia podsumo-wanie wyników symulacji - parametry projektowe kolumny deetanizacji dla powyższych przypadków 1-3.
Specyfikacje przyjęte do symulacji obejmują:
- Temperaturę skraplacza przyjęto w wysokości 40oC dla wszystkich przypadków z powodu ograniczeń ilości "zimna" na instalacji.
- Optymalne ciśnienie robocze kolumny frakcjonującej wynosi 27 barów na szczycie i spełnia wymagania wszystkich specyfikacji. Uwzględniono spadek ciśnienia pomiędzy szczy-tem a kubem kolumny, wynoszący 0,5 bara.
- Półki w kolumnie są typu sitowego.
Obciążenie cieplne skraplacza i wyparki. Jak wynika z tabeli 1, wyższe moce są potrzebne dla skraplacza i dla wyparki, kiedy deetanizacja pracuje na wsadzie kwaśnym, we-dług przypadków 1 i 2, w porównaniu z wsadem słodkim według przypadku 3.
Przepływ orosienia (t/h). Jak pokazano w tabeli 1, natężenie przepływu orosienia wzrasta z 11,7 dla przypadku 3 do 27,7 dla przypadku 2. Ponadto przepływ dalej wzrasta do 81,7 dla przypadku 1. Warto zauważyć, że przy wyższym natężeniu przepływu refluksu trzeba zwiększyć średnicę kolumny.
Ilość półek. W ramach projektu procesowego kolumny frakcjonującej C2 przepro-wadzono ocenę wpływu zmieniającej się ilości półek na wydajności cieplne. Wyniki przed-stawiono w tabeli 2, która zawiera porównanie wydajności cieplnych skraplacza i wyparki dla przypadków "kwaśnych" w zależności od zmiennej ilości półek.
Jak pokazano w tabeli 2, zwiększanie ilości półek powoduje spadek obciążeń cieplnych w ko-lumnie. Stopień redukcji dla przypadku 1. do ilości półek 34 będzie zbliżony do 40%, a po-wyżej 34 będzie poniżej 20%. Natomiast dla przypadku 2. stopień redukcji nie jest znaczny i do liczby półek wynoszącej 30 będzie poniżej 20%.
Jednak przy zwiększeniu ilości półek do 34 dla przypadków "kwaśnych", szczególnie dla przypadku 1., obciążenia cieplne były w znacznym stopniu odmienne od wartości dla przy-padku 3. Jeśli ilość półek wzrośnie do 40, obciążenia cieplne w skraplaczu oraz w wyparce trochę się zmienią, ale nigdy nawet się nie zbliżą do parametrów dla przypadku "słodkiego". Wynik: Nie ma dodatkowych korzyści, kiedy zwiększa się ilość półek do ponad 34.
Bazując na doświadczeniu z przeszłości, kiedy średnica wynosiła od 2 m do 4 m, odległość pomiędzy półkami powinna wynosić co najmniej 400 mm. Tak więc przez zwiększenie ilości półek z 26 do 34, do wysokości kolumny dodaje się jeszcze 3,2 m. Innymi słowy, zwiększenie ilości półek wymaga znacznego zwiększenia wysokości kolumny oraz powoduje wzrost kosz-tów, przez co projekt przestaje być optymalny i ekonomiczny. Dlatego, bazując na przypadku "słodkim", ilość półek ustalono na 26 jako założenie dla projektu symulacyjnego.
Wpływ na koszty wynikał:
- Z pracy w warunkach kwaśnych. W przypadku 2. materiał konstrukcyjny całego węzła musiałby być odporny na środowisko kwaśne, gdyż we wsadzie LPG do kolumny frakcjonującej C3 jest 300 ppm H2S. W przypad-ku 1. produkt w kubie kolumny deetanizacji zawiera jedynie 5 ppm H2S. W przypadku ja-kichkolwiek zakłóceń w pracy deetanizacji materiał całego węzła winien być odporny na kwa-śne warunki pracy. Tak więc w przypadkach 1. i 2. uwzględniono pracę w warunkach kwa-śnych. W efekcie, patrząc od strony ekonomicznej, przypadek 3. jest przypadkiem optymal-nym, gdyż nie wymaga użycia materiału wytrzymującego warunki kwaśne.
- Z większych rozmiarów. Jeśli popatrzy się na Tabelę 1, średnica kolumny de-etanizacji jest znacznie większa w przypadkach 1 i 2, niż w przypadku 3, kiedy to wsad wcho-dzący do kolumny nie zawiera H2S. Dodatkowo, co pokazano w Tabeli 1, w przypadkach 1 i 2 kolumna ma trzy stopnie. Przypadek 3 to tylko 2 stopnie. Dodatkowy stopień w przypadkach 1 i 2 powoduje wzrost kosztó na jego wyprodukowanie i konserwację. Tak więc obróbka LPG przed kolumną wydzielania LPG dała w efekcie mniejszą kolumnę oraz z mniejszą ilością stopni.
Depropanizator. Strumień LPG z kuba kolumny deetanizacji o ciśnieniu 26,5 barów wprowadza się do depropanizatora z natężeniem przepływu, regulowanym kaskadowo od po-ziomu. W kolumnie uzyskuje się strumień propanu jako ciekły produkt ze szczytu oraz stru-mień z Kuba, zawierający butan. Butan najpierw ochładza się w chłodnicy powietrznej do 60oC, a następnie do 40oC w chłodnicy produktu. Butan jako cie-kły produkt kieruje się do kulistych zbiorników magazynowych.
Uzyskiwany ze szczytu kolumny gazowy propan ochładza się w skraplaczu węzła depropani-zacji i całkowicie skrapla. Ciekły propan spływa do zbiornika refluksu depropanizatora. Pompa orosienia zawraca część cieczy ze zbiornika refluksu na górną półkę kolumny. Przepływ orosienia jest kontrolowany regulatorem kaskadowym. Pozostała część ciekłego propanu, o temperaturze 40oC, przesyłana bywa pompą - z regulacją przepływu zależną od poziomu - do kulistych zbiorników stokażowych.
Analizy konkretnych przypadków. Przygotowano symulację technologiczną niżej wymienionych przypadków dla sprawdzenia wpływu ciśnienia roboczego kolumny na zużycie wody chłodzącej w skraplaczu. Skoro temperatura produktu - propanu, kierowanego do zbior-ników kulistych wynosiła 40oC (specyfikacja dla instalacji), przebadano dwa różne przypadki, umożliwiające uzyskanie tej temperatury.
Przypadek 1. Propan kieruje się do zbiorników kulistych ze zbiornika refluksu w temperaturze roboczej 40oC. Powiązane z tym optymalne ciśnienie robocze otrzymano w wysokości 13 barów na szczycie kolumny, co spełniało specyfikacje projektowe depropanizacji. Rysunek 3 przedstawia schemat technologiczny dotyczący tego przypadku.
Przypadek 2. Nie uwzględniono ograniczenia temperatury dla zbiornika refluksu depropanizatora. W rezultacie propan ze zbiornika o wyższej temperaturze najpierw skiero-wano do chłodnicy wodnej (gdzie ochładzano go do 40oC), a następnie przepły-wał do zbiorników kolistych w temperaturze 40oC. W tym przypadku maksy-malne ciśnienie robocze wyniosło 20,4 barów na szczycie. Rysunek 4 ilustruje schemat tech-nologiczny dla tego przypadku, który dodatkowo doskonalono po zakończeniu inwestycji jako wewnętrzny projekt badawczo-rozwojowy.
Symulacja procesu. Wykonano symulację dla ww. przypadków. Studium przepro-wadzono dla dwóch różnych wartości ciśnienia roboczego kolumny.
Przyjęto następujące parametry dla projektu depropanizatora:
- % obj. propanu w strumieniu z kuba wyniósł 0,15 %.
- % obj. butanu w strumieniu ze szczytu wyniósł 3 %.
Należy zaznaczyć, że odpowiedni kondensator będzie się składał z czterech równoległych płaszczy. Po wykonaniu symulacji dla przypadku 2., dla wyższego ciśnienia roboczego tempe-ratura strumienia szczytowego z kolumny depropanizacji wynosiła 62oC. Obni-żano ją w chłodnicy powietrznej do 60oC. Duża część tego strumienia wracała do kolumny jako refluks, a tylko jego jedną dziesiątą ochładzano do 40oC i był to propan. Moc cieplna chłodnicy propanu wyniosła w tym przypadku 0,36 MW. Zużycie wo-dy chłodzącej przy takiej mocy wyniosło 60.410 kg/h. Taka ilość wody stanowi optymalne zużycie mediów w tym węźle w porównaniu z przypadkiem 1.
Podsumowanie. Główną zaletą wynikającą ze zwiększenia ciśnienia roboczego ko-lumny depropanizacji okazuje się obniżenie zużycia wody chłodzącej i zastąpienie skraplacza wodnego chłodnicami powietrznymi (rysunek 4). Ciśnienie robocze w kubie deetanizatora wyniosło 27,5 barów, dzięki temu nie potrzeba dodatkowej energii dla eksploatowania depro-panizatora pod wyższym ciśnieniem. W efekcie w drugim przypadku kolumna frakcjonująca C3 pracuje z łatwością pod wyższym ciśnieniem i to przy niższym jego spadku na zaworze regulacyjnym rurociągu wsadowego do depropanizatora. Kiedy depropanizator pracuje pod wyższym ciśnieniem można także użyć mniejszego skraplacza, co oznacza niższe koszty i ła-twiejsze jego wykonanie (z czterech równoległych płaszczy w przypadku pierwszym do tylko jednego płaszcza w przypadku 2). Ponadto nie ma potrzeby używania pompy dla przesyłania propanu do stokażu, a to kolejna zaleta przypadku drugiego, podczas gdy w przypadku pierw-szym potrzebna jest to tego celu oddzielna pompa.
Literatura
- B. Ardaln, M. Khorsand Movaghar, M. Maleki, "Best practices in treating liquefied petrole-um gas are defined" Hydrocarbon Processing, s. 33, zesz. 12, wyd. 2010.
- Hysys Process "Simulation basis", Hyprotech, LTD, 2002
KOMENTARZE (0)
Do artykułu: Innowacje procesowe w wytwórczości gazu płynnego (LPG)