基于響應面分析法的天然氣乙烷回收工藝參數(shù)優(yōu)化

王曉磊，呂小明，廖明旺，謝 虎，陳云濤，胡 鋒，饒何隆

（1. 新疆油田公司采氣一廠，新疆 克拉瑪依 834000；2. 西南石油大學 油氣藏地質及開發(fā)工程國家重點實驗室，四川 成都 610500）

目前，國內(nèi)天然氣乙烷回收主要采用部分干氣循環(huán)工藝（Recycle Split Vapor，RSV）。已建成的乙烷回收裝置如：塔里木油田乙烷回收工程（100 × 108m3/a），長慶氣田乙烷回收工程（200 × 108m3/a），克拉美麗氣田增壓及深冷提效工程（10 × 108m3/a），采油一廠瑪河氣田增壓及深冷提效工程（5 × 108m3/a）和采油二廠乙烷回收工程（3.33 × 108m3/a）等均采用RSV工藝。

天然氣乙烷回收最低溫度達-108 °C，控制參數(shù)繁多，參數(shù)間關聯(lián)性強，收率要求高（95%以上）。蔣洪等[1]通過3種高含CO2且氣質較富的天然氣，對RSV和RSVP（Recycle split vapor with precooling separation process）工藝的總壓縮功耗、CO2凍堵裕量及其對CO2含量的適應性進行了對比分析。鄧筑井等[2]應用HYSYS軟件對天然氣乙烷回收工藝關鍵參數(shù)進行模擬分析，發(fā)現(xiàn)脫甲烷塔塔壓、塔頂溫度、側線抽出量和側線返回溫度均對乙烷回收效果存在顯著影響。唐敏等[3]對提出的乙烷回收新工藝RPC（RSV process with propane cooling）、

SPAS（Split preheating ethane recovery process with absorption tower and self-cooling cycle）進行模擬及熱力學分析，發(fā)現(xiàn)SPAS相較于改進的RPC工藝熱力學性能更佳。楊肇琰等[4]利用HYSYS軟件研究了混合冷劑組成對天然氣輕烴回收乙烷的影響。楊雨林等[5]通過HYSYS軟件模擬，對改進的兩種乙烷回收工藝RSV-PC（Recycle split vapor with propane cycle）、SHIA（Split heat-exchanging process with internal refrigeration and absorber）進行了能耗分析與?分析。

響應面分析法（Response Surface Methodology，RSM）是一種通過建模分析復雜問題的方法，可用于分析處理多因素控制的目標優(yōu)化問題，能夠在各個因素的響應值基礎上，找到對應實驗條件下的最優(yōu)預測響應值，得出最優(yōu)組合參數(shù)。諸林等[6]利 用HYSYS建 立 某DHX（Direct heat exchange）工藝的流程模擬，采用響應面BBD（Box-Behnken design）法進行了工藝參數(shù)分析。鄧驥等[7]采用HYSYS建立輕烴回收裝置工藝模型，并基于響應面法對影響裝置C3收率的因素進行了分析與優(yōu)化。姚麗蓉等[8]借助HYSYS對冷油吸收脫氮工藝的關鍵參數(shù)進行了敏感性分析，并基于響應面分析法探究工藝的能耗水平及吸收效果，得到了最優(yōu)參數(shù)組合。

新疆油田克拉美麗凝析氣田屬于火山巖氣田，天然氣中乙烷平均含量在4%~7%（物質的量分數(shù)，下同），具有較高的回收價值。該氣田采用RSV工藝從天然氣中回收乙烷，乙烷收率為95.12%，乙烷產(chǎn)品比功耗為108117 kJ/kmol。本文基于前期文獻研究[9]，采用該文獻中已建立的乙烷回收HYSYS模型，通過響應面分析法進一步對克拉美麗凝析氣田乙烷回收工藝進行操作參數(shù)優(yōu)化，并將結果應用于現(xiàn)場的乙烷回收裝置，以達到既提高乙烷產(chǎn)量又降低生產(chǎn)能耗的目的。與文獻[9]中采用的SQP優(yōu)化求解方法相比，響應面分析法計算方法簡單，通過乙烷產(chǎn)品比功耗殘差圖與實驗數(shù)據(jù)正態(tài)分布，能夠確定定量關系，優(yōu)化精度高。

1 工藝參數(shù)分析

1.1 原料氣條件

天然氣組成如表1所示。進深冷裝置天然氣流量為250 × 104m3/d（標準狀況下）、壓力為6.9 MPa、溫度為30 °C，干氣外輸壓力為4.0 MPa、外輸溫度為40 °C。

表1 原料氣干基組成Table 1 Dry basis components of raw gas

1.2 天然氣乙烷回收工藝

天然氣乙烷回收工藝制冷和分餾的流程如圖1所示，為了方便研究，未包含天然氣凈化部分。天然氣進入深冷裝置通過換熱器HR-101預冷后進入低溫分離器V-101，分離出的氣相分為兩股，含氣相較多的一股進入膨脹機K-102膨脹后進入脫甲烷塔T-101，另一股再次通過換熱器HR-101過冷后進入脫甲烷塔。低溫分離器底端的液相通過節(jié)流閥VLV-101節(jié)流降溫后進入脫甲烷塔；脫甲烷塔頂產(chǎn)品氣經(jīng)換熱器HR-101換熱，由外輸氣壓縮機C-101增壓后作為外輸干氣，一部分外輸干氣作為回流氣經(jīng)換熱后再回流至脫甲烷塔頂，剩余的干氣進入外輸管網(wǎng)。脫甲烷塔有兩條側線進入換熱器HR-101回收冷量，塔底的液相進入脫乙烷塔T-102；從脫乙烷塔頂出來的氣相，一股作為乙烷產(chǎn)品氣，另一股經(jīng)丙烷制冷E-101后回流至塔頂；脫乙烷塔底的液相進入液化氣塔T-103，液化氣塔頂產(chǎn)品氣經(jīng)過空冷器AC-103全部冷凝后分離出一股回流至塔頂，剩余部分作為液化石油氣產(chǎn)品，塔底液相作為外輸穩(wěn)定輕烴產(chǎn)品。

圖1 天然氣乙烷回收工藝流程Fig. 1 Natural gas ethane recovery process

此流程的特點：一是采用了干氣回流，干氣回流進入7 股流換熱器HR-101冷卻和節(jié)流閥降壓后產(chǎn)生過冷液體，進入脫甲烷塔頂，在脫甲烷塔頂吸收塔中上升氣相中的乙烷，降低乙烷在脫甲烷塔頂氣相中的損失；二是低溫分離器分離出的氣相大部分進入膨脹機膨脹制冷后再去到脫甲烷塔，氣相還有少部分去到7股流換熱器過冷后再進入脫甲烷塔的上部，這一部分氣體會攜帶較多的冷量，提高乙烷收率。

1.3 單因素敏感性分析

關鍵參數(shù)是指在生產(chǎn)運行過程中，影響產(chǎn)品能耗和收率并且可以人為調(diào)節(jié)的節(jié)點壓力、溫度或流量等。通過分析，本工藝流程的關鍵參數(shù)主要是深冷裝置的干氣回流比、低溫分離器氣相過冷比、低溫分離器入口溫度和膨脹機出口壓力等，這也是乙烷回收工藝進一步提高乙烷收率的主要調(diào)節(jié)措施。

1.3.1 干氣回流比

乙烷回收工藝將部分干氣液化后作為脫甲烷塔頂回流液，不僅回流液組分較貧，且降壓后的甲烷發(fā)生閃蒸，可形成更低的塔頂溫度。因此，干氣回流比直接影響到乙烷的收率[8]。干氣回流比與乙烷收率和裝置總能耗關系曲線如圖2所示。

圖2 干氣回流比與乙烷收率和裝置總能耗的關系曲線Fig. 2 Relation curve between dry gas reflux ratio and ethane yield and total energy consumption of unit

由圖2可知，隨著干氣回流比的增加，乙烷收率明顯增加。當干氣回流比達到10%以上時，乙烷收率曲線變得平緩，此時乙烷收率已經(jīng)超過99.00%。裝置總能耗隨干氣回流比增加呈線性增加。干氣回流比為5%時，乙烷收率可達到95.00%以上，因此可控制干氣回流比不低于5%，且不高于10%。通過調(diào)節(jié)閥來調(diào)整干氣回流比，可以很好地控制乙烷收率和降低裝置總能耗。

1.3.2 低溫分離器氣相過冷比

經(jīng)預冷后的天然氣進入低溫分離器分離后，液相部分通過節(jié)流閥節(jié)流降溫后進入脫甲烷塔中部，分離出的氣相大部分進入膨脹機膨脹制冷后再去到脫甲烷塔中上部，氣相還有少部分去到多股換熱器過冷后再進入脫甲烷塔的上部，這一部分氣體會攜帶較多的冷量，對乙烷收率和乙烷產(chǎn)品質量產(chǎn)生影響[10]。低溫分離器氣相過冷比與乙烷收率、裝置總能耗和脫甲烷塔頂溫度關系曲線如圖3所示。由圖3可知，隨著低溫分離器氣相過冷比的增加，低溫分離器氣相去到多股流換熱器過冷的氣體量增大，乙烷收率與裝置總能耗均在不斷升高，脫甲烷塔頂溫度則逐漸降低。當氣相過冷比超過17%時，乙烷收率已經(jīng)達到較高水平（95.00%以上），上升趨勢有所減緩，此時總能耗也趨于平緩，同時脫甲烷塔頂溫度也降低得較為平緩。在生產(chǎn)運行過程中，可以通過調(diào)節(jié)閥來調(diào)節(jié)低溫分離器氣相分流量，控制低溫分離器氣相過冷比不低于17%。

圖3 低溫分離器氣相過冷比與乙烷收率、裝置總能耗和脫甲烷塔頂溫度的關系曲線Fig. 3 Relation curve between gas phase subcooling ratio of cryogenic separator and ethane yield, total energy consumption of unit and top temperature of demethanizer

1.3.3 低溫分離器入口溫度

低溫分離器入口溫度主要影響膨脹機制冷溫度、做功以及外輸氣壓縮機的能耗。低溫分離器入口溫度與乙烷收率和裝置總能耗的關系曲線如圖4所示。由圖4可知，隨低溫分離器入口溫度升高，乙烷收率不斷減小，乙烷產(chǎn)量也隨之減少；而當?shù)蜏胤蛛x器入口溫度降低，裝置總能耗則增加。在生產(chǎn)運行過程中，可控制低溫分離器入口溫度在-50~-40 °C。

圖4 低溫分離器入口溫度與乙烷收率和裝置總能耗的關系曲線Fig. 4 Relation curve between inlet temperature of cryogenic separator and ethane yield and total energy consumption of unit

1.3.4 膨脹機出口壓力

膨脹機是該流程中主要的冷量來源，膨脹機主要的作用是利用氣體在膨脹機內(nèi)進行絕熱膨脹，使氣體的壓力和溫度大幅度降低達到制冷降溫的目的[11]。膨脹機出口壓力與乙烷收率和裝置總能耗的關系曲線如圖5所示。由圖5可知，當膨脹機出口壓力由3.00 MPa減小到2.00 MPa，乙烷收率不斷增大。這是因為隨著膨脹機出口壓力減小，進出口壓差增大，氣體膨脹做功增多，溫度進一步降低，獲得更多冷量，使得進入脫甲烷塔氣體中的乙烷更容易被液化分離，提高了乙烷收率。在生產(chǎn)運行過程中，可控制膨脹機出口壓力在2.00~2.40 MPa。

圖5 膨脹機出口壓力與乙烷收率和裝置總能耗的關系曲線Fig. 5 Relation curve between expander outlet pressure and ethane yield and total energy consumption of unit

綜合以上數(shù)據(jù)，乙烷收率大于95.00%時，各關鍵參數(shù)的取值范圍如表2所示。

表2 關鍵參數(shù)取值范圍Table 2 Value range of key parameters

2 工藝參數(shù)優(yōu)化

2.1 BBD響應面設計

以乙烷回收裝置深冷系統(tǒng)比功耗Y（kJ/kmol）最小為目標，根據(jù)前一節(jié)的單因素分析結果，選取4個關鍵參數(shù)作為模型的自變量。干氣回流比、低溫分離器氣相過冷比、低溫分離器入口溫度和膨脹機出口壓力分別采用A1、A2、A3和A4表示。變量的低、中、高水平分別用-1、0、1來表示[12]。BBD法采用4因素4水平組合設計，試驗因素編碼及水平如表3所示[13-14]。BBD響應面試驗共計29個試驗點，試驗結果如表4所示。

表3 深冷系統(tǒng)響應面試驗設計因素水平分布Table 3 Level distribution of design factors for response surface test of cryogenic system

表4 響應面試驗結果Table 4 Response surface test results

根據(jù)表4中的試驗結果通過回歸分析方法進行回歸擬合，得到乙烷回收裝置深冷系統(tǒng)比功耗與多個自變量因素間的擬合方程，如式(1)。其方差分析結果如表5所示。由表5可知，裝置模型的P值小于0.05，說明該模型的顯著性非常高?？梢赃M一步看出，深冷系統(tǒng)中4個變量因素的交互作用對能耗影響的主次關系為A1A2=A1A3=A2A3>A3A4>A2A4>A1A4。該模型的修正決定系數(shù)（R2的修正值）為0.9798，表明這3個因素（A1、A2、A3）占據(jù)了模型中對乙烷產(chǎn)品比功耗影響的97.98%。校正相關性系數(shù)Adj-R2為0.9595，與修正決定系數(shù)相差比較小，表明模型具有較好的回歸性，可以解釋95.95%的響應值變化。信噪比（Adeq precision）為25.35，大于4，表明模型具有較高的可信度，可用于預測[15-17]。

表5 乙烷產(chǎn)品比功耗ANOVA模型Table 5 ANOVA model of specific power consumption of ethane products

乙烷產(chǎn)品比功耗殘差如圖6所示，實驗數(shù)據(jù)點均勻地分布在擬合曲線兩側，說明乙烷產(chǎn)品比功耗試驗的殘差呈現(xiàn)正態(tài)分布，回歸模型所代表的定量關系準確。

圖6 乙烷產(chǎn)品比功耗殘差Fig. 6 Residual error diagram of specific power consumption of ethane products

2.2 響應曲面圖分析

由模型方差分析發(fā)現(xiàn)，A1A2、A1A3、A2A3、A3A4對乙烷產(chǎn)品比功耗影響較大，利用Design Expert軟件，繪制出響應值與相關影響因素的三維圖，如圖7所示。響應面的坡度反映了響應值對于該因素的敏感性，坡度越陡則對該因素的變化反應越敏感[18-20]。由圖7可知，當其他影響因素在中心水平時，乙烷產(chǎn)品比功耗隨著氣相過冷比和干氣回流比升高而降低、隨著低溫分離器入口溫度降低和干氣回流比升高而降低、隨著低溫分離器入口溫度降低和氣相過冷比增大而降低、隨著低溫分離器入口溫度降低和膨脹機出口壓力降低而降低。兩種因素作用坡度越陡，則因素的變化對綜合能耗的影響越顯著?？蛇M一步求解得到最佳參數(shù)組合：干氣回流比為6%，低溫分離器氣相過冷比為20%，低溫分離器入口溫度為-40 °C，膨脹機出口壓力為2.05 MPa。

圖7 A1和A2 (a)、A1和A3 (b)、A2和A3 (c)、A3和A4 (d)交互影響乙烷產(chǎn)品比功耗的響應面Fig. 7 Response surface diagram of interaction between A1 and A2 (a), A1 and A3 (b), A2 and A3 (c), A3 and A4 (d) on specific power consumption of ethane product

2.3 最佳參數(shù)組合在生產(chǎn)裝置中的應用效果

參考以上優(yōu)化結果，調(diào)整克拉美麗凝析氣田乙烷回收裝置操作參數(shù)，運行情況如表6所示。通過多因素參數(shù)優(yōu)化，乙烷收率從優(yōu)化前95.12%提高到了96.88%；乙烷產(chǎn)量從153.8 t/d提高到156.7 t/d，提高了2.33%；乙烷產(chǎn)品比功耗由108117 kJ/kmol減少到105936 kJ/kmol，減少了2.02%。液化氣產(chǎn)品及穩(wěn)定輕烴產(chǎn)品的產(chǎn)量均保持不變。

表6 裝置操作參數(shù)優(yōu)化前后運行情況對比Table 6 Comparison before and after optimization of ethane recovery unit

3 結論

（1）通過單因素分析，得到了影響乙烷收率和裝置能耗的關鍵參數(shù)取值范圍，干氣回流比為5%~10%、低溫分離器氣相過冷比為17%~20%、低溫分離器入口溫度為-50~-40 °C、膨脹機出口壓力為2.00~2.40 MPa。

（2）以乙烷回收裝置深冷系統(tǒng)比功耗最小為目標，根據(jù)單因素分析結果，采用響應面分析法對參數(shù)進行尋優(yōu)，得到最佳參數(shù)組合中干氣回流比為6%，低溫分離器氣相過冷比為20%，低溫分離器入口溫度為-40 °C，膨脹機出口壓力為2.05 MPa。

（3）將優(yōu)化結果在實際裝置中應用，與優(yōu)化前相比，乙烷收率提高了1.76%，乙烷產(chǎn)量提高了2.33%，乙烷產(chǎn)品比功耗減少了2.02%。響應面分析法用于天然氣乙烷回收工藝參數(shù)優(yōu)化，提高了乙烷收率，降低了裝置能耗，具有較好的經(jīng)濟性。