楊冬磊 熊林 張偉 潘磊 周家煕 易馳 劉思宇

中國石油塔里木油田分公司油氣運銷部

國內乙烷回收技術與國外相比有明顯的差距，體現(xiàn)在各大油氣田運行的乙烷回收裝置存在流程單一、處理量小、回收率低的問題[1-4]。目前，南緣油田新開發(fā)的高產量中高壓富氣(4.5 MPa≤p≤7.5 MPa)板塊，可規(guī)劃建設乙烷回收裝置，對提高油氣田經濟效益具有重要意義。

國內外關于凝液回收的工藝參數優(yōu)化理論及成果發(fā)展迅速，主要有參數靈敏度分析法和直接優(yōu)化法兩大類。2010年，Mehrpooya等[5]將已建的乙烷回收裝置年利潤作為優(yōu)化目標，采用可變種群規(guī)模的遺傳算法(VPGA)進行優(yōu)化，優(yōu)化后利潤增長了2.2%。2014年，扈海莉[6]針對國內某凝析氣，對比3種典型流程并優(yōu)選出HPA工藝，再運用正交試驗方法進行優(yōu)化，優(yōu)化后整體年利潤高達3 988.2萬元。2015年，楊婉玉等[7]以乙烷回收率等4個因素為約束條件，采用單因素法來優(yōu)化脫甲烷塔壓力，優(yōu)化后乙烷回收率高達92%。2016年，劉祎飛[8]采用響應面法對RSV乙烷回收工藝參數進行優(yōu)化，優(yōu)化后乙烷回收率增加了10.03%，裝置能耗降低了9.1%。2018年，Andreasen等[9]以天然氣水露點等為響應值，設計五因素三水平BBD實驗對天然氣處理廠進行響應面優(yōu)化，優(yōu)化后主體能耗有所降低。

綜上，采用直接優(yōu)化法對乙烷回收工藝進行優(yōu)化時，存在方法復雜、難度大、HYSYS難以收斂的問題；采用單因素分析法時，存在計算量大、參數間的交互作用會影響到數據準確性的問題[10-13]。

而響應面法通過建立多項式數學模型，繪制出響應曲面進行分析，實現(xiàn)可視化的工藝參數優(yōu)化。響應面法實驗方案設計簡單、效率高、收斂速度快且模型準確可靠，但在乙烷回收領域應用還遠不夠普遍、深入。

故本研究基于氣液平衡及精餾原理開發(fā)出較優(yōu)的中高壓富氣乙烷回收方案，并采用RSM法對乙烷回收工藝參數進行優(yōu)化，對實現(xiàn)現(xiàn)場裝置平穩(wěn)生產、提高產品產量及質量有較好的指導意義。

1 中高壓富氣乙烷回收流程改進

1.1 RSV乙烷回收流程

RSV工藝以GSP工藝為基礎，將部分外輸干氣取代低溫分離器氣相作為塔頂回流，再經過冷冷箱中塔頂氣降溫后節(jié)流閃蒸進入塔頂部[14-15]，工藝流程見圖1。

參照國外常用的一種氣質貧富劃分標準，即規(guī)定GPM(gallons per thousand standard cubic feet of gas”)值>2.5是富氣，GPM值≤2.5是貧氣，GPM值的計算方法為天然氣中各組分的摩爾分數與GPM值比重因子的乘積之和[16-18]。本研究選取的兩種典型富氣氣質摩爾組成見表1。

表1 原料氣組成

通過模擬發(fā)現(xiàn)，RSV工藝在進行中高壓富氣乙烷回收時，原料氣冷凝率過高使得甲烷組分過度冷凝，導致脫甲烷塔第2股進料(脫甲烷塔自上而下)氣質變富，氣化制冷效果降低，需要增加外輸干氣回流比來保持較高的乙烷回收率，不但會增加裝置壓縮功耗，也會導致脫甲烷塔上部極易發(fā)生CO2凍堵。

1.2 RSVF乙烷回收流程

基于精餾和氣液平衡原理，以RSV為基礎，采用改變氣源、多級分離的方法對低溫分離器液相進行兩級分離，閃蒸罐氣相取代低溫分離器氣相作為脫甲烷塔第2股進料(物流⑤)提出帶閃蒸的部分干氣再循環(huán)工藝，工藝流程見圖2。

RSVF改進工藝具有以下特點：

(1)采用兩級分離的方法，將低溫分離器液相節(jié)流降溫后進入原料氣預冷冷箱換熱升溫，再通過閃蒸罐有效分離出CO2、C2H6及以上重組分，高含CH4的閃蒸罐氣相進入脫甲烷塔上部，同時較低的低溫分離器溫度也降低了膨脹機出口溫度，提高了脫甲烷塔塔內的分離效果，乙烷回收率顯著增加。

(2)經過閃蒸分離，脫甲烷塔第2股進料中CO2含量顯著降低，使得脫甲烷塔頂部CO2含量較RSV工藝相比明顯減少，同時閃蒸罐少量液相(富含丙烷及以上重組分)與閃蒸氣混合有效提高了脫甲烷塔CO2凍堵裕量。

(3)充分利用節(jié)流后低溫分離器液相的冷量，在原料氣預冷冷箱與原料氣換熱升溫，提高了系統(tǒng)熱集成度，降低了丙烷制冷量。

1.3 流程模擬對比

本研究模擬的氣液平衡模型選用Peng-Robinson方程，兩種氣質下流程模擬結果見表2，兩工藝各塔板氣相中CO2含量見圖3。

對表2及圖3進行分析可得出如下結論：①在相同乙烷回收率下，原料氣GPM值分別為3.92、6.21時，與RSV工藝相比，RSVF工藝總壓縮功耗分別降低了231.2 kW、611.9 kW，可見在兩種氣質中，GPM值大的RSVF工藝節(jié)能效果更明顯；②當原料氣GPM值為6.21時，與RSV工藝相比，RSVF工藝脫甲烷塔第2股進料中甲烷摩爾分數由71.5%提高至78.99%，該股進料氣化制冷效果增加，使外輸壓縮機功率降低了6.1%。同時低溫分離器液相節(jié)流后進入原料氣預冷冷箱換熱，充分利用該股液相冷量，提高了流程熱集成度，制冷循環(huán)功率降低了231 kW，故RSVF節(jié)能效果顯著；③由圖3可看出，原料氣GPM值為6.21時，與RSV工藝相比，RSVF工藝脫甲烷塔上部1～6塊塔板上氣相中CO2摩爾流量更低。因為RSVF工藝通過兩級分離使脫甲烷塔第2股進料中CO2摩爾分數由0.501%降至0.436%。同時，脫甲烷塔CO2凍堵裕量提高了1.12 ℃。RSVF流程僅增加閃蒸分離器且改進成本低，綜上優(yōu)選其作為最終改進方案。

表2 兩種氣質下RSV、RSVF乙烷回收工藝模擬結果

2 改進工藝響應面優(yōu)化

先采用單因素分析法及靈敏度分析法確定影響乙烷回收率以及總壓縮功耗的關鍵參數及其最優(yōu)值范圍，再采用響應面BBD試驗法設計和安排模擬方案，并擬合二次回歸模型，研究分析各參數交互作用下對乙烷回收流程的影響及最優(yōu)水平，達到優(yōu)化工藝參數的目的。

2.1 參數靈敏度分析

采用表1中氣質2，以表3為基礎工況，在變化范圍內通過單獨改變各變量的參數，來研究其對乙烷回收率、總壓縮功耗的影響。再以基礎工況為標準，運用靈敏度分析法以各變量在各自變化范圍內的變化百分比為橫坐標，乙烷回收率和流程總壓縮功的變化百分比為縱坐標，具體見圖4、圖5。

表3 RSVF工藝基礎工況工藝參數

通過觀察圖中各參數直線斜率大小，得出影響乙烷回收率和流程總壓縮功耗的前4個關鍵工藝參數為脫甲烷塔壓力、低溫分離器溫度、外輸干氣回流比、閃蒸溫度，最優(yōu)取值范圍分別為2 650～2 850 kPa、-48～-46 ℃、10.5%～14.5%、-41～-33 ℃，并做進一步響應面優(yōu)化。

2.2 響應面優(yōu)化及分析

2.2.1響應曲面試驗設計

以上述4個工藝參數作為設計變量，乙烷回收率、總壓縮功耗分別為響應值Y1、Y2，采用Box-Behnken法安排21組實驗。設計因素水平分布見表4，實驗方案數據見表5。

表4 試驗設計因素水平分布

表5 試驗方案數據

2.2.2響應曲面模型建立與優(yōu)化

通過多元回歸擬合，得到4個響應因素變量與Y1、Y2的二次回歸方程，具體見式(1)、式(2)，兩模型方程的方差分析見表6、表7。

表6 乙烷回收率模型方法分析

表7 總壓縮功耗模型方法分析表

Y1=91.83-1.14×X1-1.76×X2+1.94×X3+

0.58×X4-0.16×X1X2+0.25×X1X3+

0.18×X1X4+0.58×X2X3+0.70×X2X4-

(1)

Y2=9 380.19-209.63×X1-107.75×X2+

162.72×X3+32.71×X4+30.42×X1X2-

43.34×X1X3+21.55×X1X4+16.55×X2X3+

(2)

根據模型方程式(1)和式(2)中各工藝參數系數絕對值和方差分析表中F值的大小，得出對Y1和Y2顯著性影響順序分別為X3>X2>X1>X4、X1>X3>X2>X4，其中X2X3、X2X4、X3X4的交互作用對Y1影響顯著，X1X3的交互作用對Y2影響顯著。

兩模型的殘差正態(tài)分布圖、內學生化殘差圖分別見圖6、圖7。由圖6可見，圖上各點均分布于直線或直線附近，意味著殘差呈正態(tài)分布且數據正常。由圖7可以看出，兩模型模擬數據的內學生化殘差均分布在給定的標準范圍內，表明兩模型的全部模擬數據準確且無異常點。

采用Design Expert軟件繪制各工藝參數與響應值的12組三維響應曲面，通過響應面可以直觀地理解兩個工藝參數之間的交互作用對乙烷回收率及總壓縮功耗的影響程度。由于對曲面解釋的方法相同，現(xiàn)僅解釋對兩模型影響最顯著的兩參數交互作用。

圖8為外輸干氣回流比和閃蒸溫度(X3X4)間相互作用對乙烷回收率(Y1)響應值的影響。從圖8可以得出：

(1)當脫甲烷塔壓力和低溫分離器溫度在中心水平時，隨著外輸干氣回流比的降低與閃蒸溫度的升高，乙烷回收率大體不斷增加并且曲面十分陡峭，表明其對乙烷回收率的影響最為顯著，驗證了方差分析中最大的F值(13.55)、最小的P值(0.004 2)。

(2)由方差分析中F(X3)>F(X4)，說明在工藝參數發(fā)生變化時，外輸干氣回流比對乙烷回收率的影響程度高于閃蒸溫度，當閃蒸溫度較低時，隨著外輸干氣回流比降低導致曲面坡度十分陡峭，表示閃蒸溫度越低，外輸干氣回流比對乙烷回收率的靈敏度越高。同時，等高線不是封閉曲線，說明X3X4對Y1會產生高次影響。

圖9為脫甲烷塔壓力和外輸干氣回流比(X1X3)間相互作用對總壓縮功耗(Y2)響應值的影響。從圖9可以得出：

(1)參照方差分析中最大的F值(5.76)且最小的P值(0.037 3)，表明其對總壓縮功耗的影響最為顯著。從圖9中可以看出，當低溫分離器溫度和閃蒸溫度在中心水平時，總壓縮功耗隨著脫甲烷塔壓力的升高與外輸干氣回流比的降低呈下降趨勢，并且響應曲面十分陡峭，進一步表明總壓縮功耗受其影響最大，與上述方差分析結果一致。

(2)由方差分析中F(X1)是F(X3)的1.66倍，說明當工藝參數產生波動時，脫甲烷塔壓力對總壓縮功耗的影響程度明顯高于外輸干氣回流比，當外輸干氣回流比較高時，隨著脫甲烷塔壓力升高導致曲面坡度特別陡峭，表示外輸干氣回流比越大，脫甲烷塔壓力對總壓縮功耗的靈敏度越高。同時，等高線不是封閉曲線，說明X1X3對Y2產生高次影響。

以最高乙烷回收率和最低壓縮功耗為約束條件，經過響應面優(yōu)化預測的最佳工藝參數及響應值：脫甲烷塔壓力2 820 kPa，低溫分離器溫度-48 ℃，外輸干氣回流比14.2%，閃蒸溫度-40.6 ℃，乙烷回收率95.92%，總壓縮功耗9 574.4 kW。通過HYSYS在此工況條件下進行模擬驗證，得到乙烷回收率為95.61%，總壓縮功耗為9 595.7 kW，與模型預測值十分接近，表明上述兩個響應面模型可靠度很好。

乙烷回收裝置的收入及能耗計算公式見式(3)、式(4)。

P產=3 100×M1+3 806×M2+4 519×M3+

1.27×M4

(3)

(4)

式中：P產為乙烷回收裝置產品收益，元/d；M1為乙烷產品產量，t/d；M2為LPG產品產量，t/d；M3為穩(wěn)定輕烴產品產量，t/d；M4為外輸天然氣產量，m3/d；P耗為乙烷回收裝置回收產品消耗的成本，元/d；Qi為重沸器負荷，kW；ei為壓縮機負荷，kW。

由表8可以看出，通過響應面優(yōu)化，乙烷回收率、丙烷回收率分別由93.00%、99.93%增至95.61%、99.98%，外輸回流比的增加導致商品天然氣產量從156.64×104m3/d降至156.06×104m3/d，乙烷產量從294.78 t/d提高到302.29 t/d，液化石油氣產量從352.58 t/d提高到352.86 t/d，穩(wěn)定輕烴產量基本不變，經優(yōu)化，RSVF工藝總收益提高了1 551 萬元/年，經濟效益十分顯著。

表8 RSVF工藝響應面優(yōu)化前后結果對比

3 結論

(1)采用改變氣源與多級分離的方法提出RSVF工藝，在兩種氣質下與RSV工藝相比，RSVF工藝總壓縮功耗分別降低了231.2 kW、611.9 kW，脫甲烷塔凍堵裕量分別提高了1.5 ℃、1.12 ℃。由此可見，GPM值越大，節(jié)能效果越明顯。

(2)通過靈敏度分析法確定影響乙烷回收率(Y1)和總壓縮功耗(Y2)的4個重要因素為脫甲烷塔壓力(X1)、低溫分離器溫度(X2)、外輸干氣回流比(X3)、閃蒸溫度(X4)；根據方差分析發(fā)現(xiàn)，對Y1和Y2顯著性影響的順序分別為X3>X2>X1>X4、X1>X3>X2>X4，其中X2X3、X2X4、X3X4的交互作用對Y1影響顯著，X1X3的交互作用對Y2影響顯著。

(3)通過響應面優(yōu)化得到最佳工藝參數：脫甲烷塔壓力為2 820 kPa，低溫分離器溫度為-48 ℃，外輸干氣回流比為14.2%，閃蒸溫度為-40.6 ℃。在此工藝條件下，主體裝置的產品收益增加幅度為1 551 萬元/年，經濟效益十分顯著。