張紅星 馬亞欣 解靜 張世強(qiáng)

（1.中油國際管道有限公司中哈天然氣管道項(xiàng)目；2.中國市政工程西北設(shè)計研究院有限公司；3.中國石油長慶油田分公司伴生氣綜合利用項(xiàng)目部；4.中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司井下作業(yè)分公司）

目前，關(guān)于天然氣乙烷回收普遍采用低溫冷凝法，即利用一定壓力下天然氣各組分冷凝溫度的不同，通過逐級制冷實(shí)現(xiàn)輕烴回收，并以O(shè)rtloff 公司發(fā)明的部分干氣再循環(huán)工藝（RSV） 為代表[1-3]。RSV 工藝已在長慶氣田、新疆克拉瑪依氣田、塔里木油田等諸多工程中得以應(yīng)用[4]，適用于4~7 MPa的中高壓氣源，乙烷收率可達(dá)90%以上。蔣洪等人[5]在RSV 工藝的基礎(chǔ)上，研究了雙塔乙烷回收工藝，降低了部分氣相流量和外輸回流量，提高了工藝適應(yīng)性；丁宇等人[6]考察了干氣回流比對乙烷收率的影響，確定了最優(yōu)回流比參數(shù)；陳曉明等人[7]通過序貫?zāi)K法，利用序列二次規(guī)劃對RSV 工藝中的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，降低了乙烷產(chǎn)品的比功耗。以上研究多采用單因素影響試驗(yàn)，但乙烷回收屬于深冷工藝，各節(jié)點(diǎn)間的控制參數(shù)繁多，存在非線性關(guān)系，難以通過簡單的影響規(guī)律分析實(shí)現(xiàn)能耗的全局優(yōu)化?；诖?，利用Hysys 軟件對RSV 工藝進(jìn)行建模，在敏感性分析的基礎(chǔ)上，通過二次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計建立精度高、統(tǒng)計性好的回歸方程，實(shí)現(xiàn)能耗的優(yōu)化調(diào)整。

1 工藝參數(shù)分析

1.1 基礎(chǔ)參數(shù)

以國內(nèi)某油田分公司中的氣田區(qū)塊為例，該氣田的乙烷含量較高（平均4%~6%），在投產(chǎn)初期最高可達(dá)8%，且天然氣壓力在6 MPa 以上，具有較高的回收價值。以投產(chǎn)后第5 a 的工況進(jìn)行分析，標(biāo)況流量200×104m3/d（20 ℃、101.325 kPa），原料氣壓力6 MPa，溫度25 ℃，外輸干氣壓力5 MPa，溫度40 ℃。氣相色譜得到的原料氣干基組分見表1。

1.2 RSV 乙烷回收工藝

原料氣先進(jìn)入大冷箱預(yù)冷至-40 ℃后，進(jìn)入低溫分離器。分離出的氣相分成兩股：其中氣相較少的一股通過大冷箱過冷至-100 ℃左右后，節(jié)流進(jìn)入脫甲烷塔；氣相較多的一股通過膨脹機(jī)降壓至2 MPa 左右進(jìn)入脫甲烷塔；液相直接節(jié)流進(jìn)入脫甲烷塔。脫甲烷塔頂部氣相出口作為冷源為大冷箱提供冷量，換熱至20~25 ℃，由膨脹機(jī)增壓端增壓至2~2.5 MPa 后，再由外輸壓縮機(jī)增壓至滿足外輸壓力。將外輸干氣中的一部分作為回流氣，通過大冷箱換熱后節(jié)流進(jìn)入脫甲烷塔頂，作為第一股進(jìn)料。為了充分利用冷量，在脫甲烷塔的中段塔板抽出兩條凝液側(cè)線，通過大冷箱預(yù)熱后，再返回脫甲烷塔。此外，控制脫甲烷塔塔底出口液相的甲烷摩爾分?jǐn)?shù)不超過1%。脫甲烷塔塔底液相依次進(jìn)入脫乙烷塔和脫丁烷塔，實(shí)現(xiàn)乙烷、LPG 和穩(wěn)定輕烴的分離。脫乙烷塔塔頂氣相，一股作為乙烷產(chǎn)品經(jīng)小冷箱過冷后采出，其余氣相作為塔頂回流。SRC 工藝流程見圖1。

該工藝的特點(diǎn)：一是部分干氣進(jìn)行了回流，為脫甲烷塔提供了足夠的冷量，吸收了塔內(nèi)上升氣相中的乙烷和重?zé)N，減少了甲烷塔中的乙烷損失；二是低溫分離器的氣相通過膨脹機(jī)和冷箱分別進(jìn)行了過冷，為脫甲烷塔上部提供了冷量，提高乙烷收率[8-9]。

1.3 參數(shù)計算方法

工藝總能耗和乙烷收率的計算方法為：

式中：R為乙烷收率，%；Q1、Q2分別為原料氣和外輸干氣中乙烷的體積流量，m3/d；E為工藝總能耗，kW；ei為第i個設(shè)備能耗，kW。

1.4 敏感性分析

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，確定干氣回流比、膨脹機(jī)出口壓力和氣相分流比為關(guān)鍵參數(shù)，對其進(jìn)行敏感性分析。

1.4.1 干氣回流比

考察干氣回流比與工藝總能耗和乙烷收率的關(guān)系，見圖2。隨著干氣回流比的增加，乙烷收率逐漸增大，在回流比超過10%時，乙烷收率的增速變緩。這是由于干氣回流中的甲烷含量較高，且降壓節(jié)流后甲烷發(fā)生閃蒸，形成更低的進(jìn)塔溫度，提高了精餾效果，但進(jìn)料溫度受冷箱最小溫差限制（要求最低為3 ℃），否則會產(chǎn)生溫度較差，故后期乙烷收率的變化不大。干氣回流比直接影響外輸壓縮機(jī)的功耗和投資，工藝總能耗呈線性增長?？紤]到干氣回流比在6%時，乙烷收率已經(jīng)超過95%，滿足工藝需求，故應(yīng)通過調(diào)節(jié)閥控制干氣回流比在6%~10%，以便控制乙烷收率和降低工藝總能耗。

圖2 干氣回流比與工藝總能耗和乙烷收率的關(guān)系Fig.2 Relationship between dry gas reflux ratio and total energy consumption and ethane yield

1.4.2 膨脹機(jī)出口壓力

考察膨脹機(jī)出口壓力和工藝總能耗與乙烷收率的關(guān)系，見圖3。膨脹機(jī)是RSV 工藝的主要冷源，通過氣體絕熱膨脹消耗氣體內(nèi)能，以滿足低溫分離器氣相流股降溫、降壓的目的，為脫甲烷塔塔頂提供足夠的冷量[10]。隨著膨脹機(jī)出口壓力的降低，進(jìn)出口壓差增大，氣相流股的溫度越來越低，乙烷收率呈直線增長；同時膨脹比的增加，會增大同軸壓縮機(jī)端的動力，降低外輸壓縮機(jī)能耗，工藝總能耗也隨之降低?？紤]乙烷收率和工藝總能耗的要求，應(yīng)控制膨脹機(jī)出口壓力在2.2~2.6MPa。

圖3 膨脹機(jī)出口壓力和工藝總能耗與乙烷收率的關(guān)系Fig.3 Relationship between outlet pressure of expander and total energy consumption and ethane yield

1.4.3 氣相分流比

考察氣相分流比與工藝總能耗和乙烷收率的關(guān)系，見圖4。隨著氣相分流比的增加，氣相流股的流量增大，在大冷箱和節(jié)流閥的作用下，會攜帶更多冷量，導(dǎo)致脫甲烷塔效率和工藝總能耗均呈直線增加，乙烷收率也達(dá)到較高水平；當(dāng)氣相分流比超過10%時，乙烷收率的增速有所減緩?？紤]乙烷收率和工藝總能耗的要求，應(yīng)通過調(diào)節(jié)閥控制氣相分流比在12%~16%。

圖4 氣相分流比與工藝總能耗和乙烷收率的關(guān)系Fig.4 Relationship between gas phase shunt ratio and total energy consumption and ethane yield

2 試驗(yàn)方案設(shè)計

2.1 二次回歸正交試驗(yàn)方程

二次回歸正交試驗(yàn)是在一次回歸正交試驗(yàn)的基礎(chǔ)上增加一些特定的試驗(yàn)點(diǎn)，通過適當(dāng)組合完成的試驗(yàn)方案，有效解決了全面試驗(yàn)次數(shù)多、正交試驗(yàn)次數(shù)缺失的問題。公式如下：

式中：y為回歸值；a、bj、bkj、bij分別為常數(shù)項(xiàng)系數(shù)、線性項(xiàng)系數(shù)、交互項(xiàng)系數(shù)和二次項(xiàng)系數(shù)；xj、xk均為自變量。

2.2 因素水平編碼

利用敏感性分析確定干氣回流比x1、膨脹機(jī)出口壓力x2和氣相分流比x3的變化范圍，通過星號臂長γ的計算確定γ值，對因素水平進(jìn)行編碼，得到規(guī)范變量zj。將因變量與自變量的回歸關(guān)系變?yōu)橐蜃兞颗c規(guī)范變量的回歸關(guān)系，簡化計算量，三因素兩水平的編碼見表2。

表2 三因素兩水平的編碼Tab.2 Coding table of three factors and two levels

2.3 二次回歸正交試驗(yàn)方案及結(jié)果分析

在Design Expert 軟件中進(jìn)行試驗(yàn)方案設(shè)計，并通過Hysys 軟件獲得試驗(yàn)結(jié)果，共進(jìn)行8 次二水平正交試驗(yàn)、6 次星號試驗(yàn)和1 次零水平試驗(yàn)，試驗(yàn)方案及結(jié)果見表3。

表3 試驗(yàn)方案及結(jié)果Tab.3 Experimental scheme and results

對以上結(jié)果進(jìn)行方差分析，以乙烷收率為例，乙烷收率的方差分析結(jié)果見表4?？梢娬w模型的p 值小于0.01，說明模型的擬合效果較好，失逆項(xiàng)不顯著；修正決定系數(shù)為0.997 9，說明無法通過該回歸模型分析的因變量僅占0.21%；預(yù)測決定系數(shù)為0.989 7，與決定系數(shù)（0.999 3）的差距較小，說明模型的回歸性較好，可以預(yù)測98.97%的因變量變化情況。其中，單因素的影響均較為顯著，從F 檢驗(yàn)值觀察，影響力依次為干氣回流比、氣相分流比和膨脹機(jī)出口壓力。交互項(xiàng)中所有因素均影響顯著，影響力最大的為干氣回流比和氣相分流比的交互作用。二次項(xiàng)中z2’的顯著性不明顯，故將其納入殘差中，通過自變量與規(guī)范變量的關(guān)系，重新建立真實(shí)狀態(tài)下乙烷收率的回歸系數(shù)方程：

表4 乙烷收率的方差分析結(jié)果Tab.4 Results of variance analysis of ethane yield

式中：E為工藝總能耗，kW。

同理，對工藝總能耗進(jìn)行方差分析，其結(jié)果與乙烷收率相似，單因素的影響均較為顯著，影響力依次為干氣回流比、氣相分流比和膨脹機(jī)出口壓力；交互項(xiàng)中影響力最大的為干氣回流比和氣相分流比的交互作用；二次項(xiàng)均不顯著，故將其納入殘差中，得到工藝總能好的回歸系數(shù)方程：

2.4 能耗優(yōu)化和應(yīng)用

在Design Expert 軟件中利用規(guī)劃求解功能，設(shè)置目標(biāo)函數(shù)為工藝總能耗最小，限制乙烷收率最小為95%，通過35 次迭代得到優(yōu)化結(jié)果，并用于調(diào)整現(xiàn)場的操作參數(shù)，優(yōu)化前后結(jié)果見表5。與優(yōu)化前相比，干氣回流比和氣相分流比均下降，膨脹機(jī)出口壓力上升，乙烷收率雖有所降低，但依然滿足工藝需求，工藝總能耗從3 350 kW 降低至3 013 kW，降低幅度10.06%，節(jié)能效果顯著。在LPG 產(chǎn)量和穩(wěn)定輕烴產(chǎn)量不變的條件下，乙烷產(chǎn)量從1 116 kg/h 增加至1 189 kg/h，增幅6.54%，天然氣產(chǎn)品的附加值進(jìn)一步提升。

表5 優(yōu)化前后結(jié)果Tab.5 Results before and after optimization

3 結(jié)論

1） 通過Hysys 模擬軟件建立RSV 乙烷回收工藝，通過敏感性分析，確定不同節(jié)點(diǎn)的取值范圍，干氣回流比在6%~10% ， 膨脹機(jī)出口壓力在2.2~2.6 MPa，氣相分流比在12%~16%。

2）通過因素水平編碼、試驗(yàn)方案設(shè)計、方差分析等步驟，建立了二次回歸正交試驗(yàn)方程，并利用規(guī)劃求解進(jìn)行能耗優(yōu)化，得到最佳工藝參數(shù)為干氣回流比8%，膨脹機(jī)出口壓力2.2 MPa，氣相分流比15%。

3）通過現(xiàn)場實(shí)際應(yīng)用，與優(yōu)化前相比，工藝總能耗降低，乙烷產(chǎn)量提升，證明了二次回歸正交試驗(yàn)用于能耗優(yōu)化的可行性和科學(xué)性。