南堡聯(lián)合站輕烴回收工藝參數(shù)優(yōu)化研究

吳松 高城 申權(quán) 李東升 崔軍峰 雷洋 冷南江

1.中國石油冀東油田分公司油氣集輸公司 2.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室·西南石油大學(xué)

目前，國內(nèi)天然氣輕烴回收工藝主要采用重接觸塔(direct heat exchange process, DHX)+透平膨脹機制冷工藝[1-3]，該工藝因其較高的丙烷收率而得到廣泛應(yīng)用。在實際生產(chǎn)過程中，由于生產(chǎn)條件(處理量、壓力、溫度、氣體組成等)的改變，造成丙烷收率降低，能耗增加。國內(nèi)外采用的天然氣輕烴回收工藝優(yōu)化目前主要以提高丙烷收率、降低系統(tǒng)能耗為目的[4-6]。其優(yōu)化方法有單因素分析法、響應(yīng)面分析法等。單因素分析法是在眾多參數(shù)不變的情況下，改變其中某一個參數(shù)，觀察其變化規(guī)律，然后選取較優(yōu)的參數(shù)值；這種方法雖然簡單，但它沒有考慮參數(shù)之間的相互影響，優(yōu)化效果不理想。響應(yīng)面分析法是分析多因素控制的目標(biāo)優(yōu)化方法，能夠在各個因素的響應(yīng)值基礎(chǔ)上，找到對應(yīng)的實驗條件下的最優(yōu)預(yù)測響應(yīng)值。

目前，有眾多研究對DHX輕烴回收工藝流程進(jìn)行分析及改進(jìn)優(yōu)化。彭星煜等[7]基于火用分析對DHX輕烴回收工藝流程進(jìn)行了改進(jìn)，使得系統(tǒng)的火用損減少，提高了收益。蔣洪等[8]在常規(guī)的輕烴回收火用分析基礎(chǔ)上提出了一種高級火用分析方法，能夠同時定量分析設(shè)備的火用損效率與火用損改進(jìn)潛力。陳波等[9]對不同模式的DHX輕烴回收工藝可行性進(jìn)行了分析研究，確定了合適的關(guān)鍵參數(shù)范圍。周剛等[10]基于單因素分析法對DHX輕烴回收工藝進(jìn)行了流程與參數(shù)優(yōu)化，提高了裝置的凈收益。鄧驥等[11]通過靈敏度分析法與響應(yīng)面分析法(response surface methodology，RSM)對輕烴回收工藝參數(shù)建立了回歸模型與優(yōu)化模型，得到了各回歸參數(shù)的顯著度關(guān)系與交互作用，確定出了裝置的最優(yōu)操作參數(shù)。向輝等[12]對輕烴回收過程關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了特性分析，通過響應(yīng)面分析法與自適應(yīng)粒子群(particle swarm optimization，PSO)算法對其優(yōu)化求解得到Pareto解集，為不同需求下輕烴回收參數(shù)優(yōu)化提供了有效的方法。

本研究在單因素分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，采用響應(yīng)面分析法優(yōu)化南堡聯(lián)合站輕烴回收工藝操作參數(shù)。

1 天然氣輕烴回收工藝

1.1 原料氣條件

天然氣組成見表1。天然氣流量(20 ℃、101.325 kPa下)：43×104m3/d；天然氣壓力：0.3 MPa；天然氣溫度：24.9 ℃；干氣外輸壓力：0.76 MPa；干氣外輸溫度：35 ℃。

表1 原料氣干基組成%組分摩爾分?jǐn)?shù)組分摩爾分?jǐn)?shù)組分摩爾分?jǐn)?shù)甲烷78.10新戊烷0.01二氧化碳3.21乙烷8.59異戊烷0.47氮氣2.34丙烷4.02正戊烷0.40氧氣0.10異丁烷0.86己烷0.31辛烷和更重組分0.03正丁烷1.45庚烷0.11

1.2 天然氣輕烴回收工藝流程

南堡聯(lián)合站輕烴回收工藝流程如圖1所示。該工藝的特點是利用重接觸塔提高了輕烴的收率。目前，丙烷收率為90.50%，C3+收率，95.96%，液化氣產(chǎn)量為2 553 kg/h，穩(wěn)定輕烴產(chǎn)量為502.6 kg/h，比功耗為134 995.5 kJ/kmol。

表2 設(shè)計參數(shù)與實際運行參數(shù)對比參數(shù)原料氣壓縮機入口壓力/MPa原料氣壓縮機出口壓力/MPa分子篩脫水單元出口壓力/MPa丙烷蒸發(fā)器出口溫度/℃膨脹機入口壓力/MPa膨脹機出口壓力/MPa膨脹機入口溫度/℃膨脹機出口溫度/℃接觸塔壓力/MPa接觸塔塔頂溫度/℃脫乙烷塔壓力/MPa脫乙烷塔塔頂溫度/℃同軸增壓機出口壓力/MPa干氣外輸壓力/MPa脫丁烷塔壓力/MPa設(shè)計參數(shù)0.54.804.62-30.004.512.50-36.2-61.12.45-65.82.80-10.402.752.501.20實際運行參數(shù)0.33.713.50-31.073.441.68-42.0-67.01.63～1.65-74.01.64-22.891.700.751.25

1.3 裝置運行參數(shù)與設(shè)計參數(shù)對比

該裝置運行參數(shù)與設(shè)計參數(shù)有一定的差異，見表2。目前C3收率為90.50%、C3+收率為95.96%，C3收率還有待進(jìn)一步的提高。

2 天然氣輕烴回收關(guān)鍵參數(shù)的單因素分析

基于HYSYS軟件分析深冷裝置的增壓單元、冷凍分離單元、輕烴分餾單元等關(guān)鍵參數(shù)，通過分析得出各單因素的取值范圍，為多因素的響應(yīng)面分析提供了參考依據(jù)。

2.1 增壓單元

天然氣增壓單元主要是提高天然氣的壓力，滿足輕烴回收透平膨脹機的膨脹比，達(dá)到深冷要求的溫度，主要設(shè)備是壓縮機和冷卻器。

2.1.1增壓壓縮機出口壓力

圖2是增壓壓縮機出口壓力對C2-液化率、C3收率及總能耗影響的關(guān)系圖。由圖2可知，原料氣壓縮機出口壓力增加，C2-液化率、C3收率以及天然氣處理裝置總能耗都增加，其中C2-液化率增長趨勢變陡，C3收率增長趨勢變緩，總能耗仍增長較大。當(dāng)壓力增加到3.8 MPa以上時，繼續(xù)增加壓力，對C2-液化率及總能耗增加的影響遠(yuǎn)大于對C3收率的影響。在保證較高的C3收率的同時，也要考慮外輸天然氣的品質(zhì)。因此，原料氣增壓應(yīng)在3.4～3.8 MPa范圍內(nèi)。

2.1.2壓縮機后水冷器出口溫度

由于原料氣壓縮機后冷器為水冷，出口溫度受環(huán)境溫度影響，因此需考慮由于季節(jié)變化引起的后水冷器出口溫度變化對C3收率以及裝置總能耗的影響，從而確定是否需要增加冷卻器，影響結(jié)果如圖3所示。

由圖3可知，隨著壓縮機出口后水冷器溫度降低，C3收率增加的同時，總能耗也在增加。但降低溫度對能耗增加的影響大于對C3收率提高的影響，且溫度過高會導(dǎo)致C3收率較低。因此，要保證較高的C3收率，壓縮機后水冷器出口溫度應(yīng)控制在25～35 ℃。當(dāng)出現(xiàn)高溫天氣時，后水冷器溫度無法降低，因此，應(yīng)增加冷卻器。

2.2 冷凍分離單元

冷凍分離單元主要是對天然氣進(jìn)行降溫，從而獲得液烴。主要設(shè)備有低溫分離器、透平膨脹機以及重接觸塔等。

2.2.1低溫分離器溫度

圖4是低溫分離器1溫度與C3收率、裝置總能耗的關(guān)系圖。由圖4可知，隨著丙烷制冷溫度降低，C3收率逐漸減少，裝置總能耗增加，當(dāng)溫度降至-32 ℃時，若繼續(xù)降低溫度，C3收率下降趨勢增大，能耗則呈線性增長。因此，要達(dá)到較高的C3收率和較低的能耗，低溫分離器1溫度不宜過低，建議不低于-32 ℃。

2.2.2膨脹機膨脹端出口壓力

膨脹機是該流程中主要的冷量來源[13-14]。圖5是C2-液化率、C3收率及裝置總能耗隨膨脹端出口壓力變化的關(guān)系圖。由圖5可知，隨著膨脹端出口壓力降低，C2-液化率、C3收率以及裝置總能耗均在增加，其中C3收率增加逐漸變緩。在保證較高的C3收率和較好的外輸干氣品質(zhì)的同時，也要考慮總能耗的增加，因此膨脹端出口壓力應(yīng)保持在1.5～2.0 MPa范圍內(nèi)。

2.2.3重接觸塔

圖6是重接觸塔塔頂壓力對塔頂溫度、C3收率以及裝置總能耗影響的關(guān)系圖。由圖6可知，當(dāng)塔頂壓力從1.60 MPa開始升高，塔頂溫度也隨之升高，C3收率降低，裝置總能耗升高；當(dāng)塔頂壓力從1.60 MPa降低，C3收率降低。根據(jù)分析可得，重接觸塔塔頂壓力應(yīng)為1.60～1.72 MPa，此時，塔頂溫度為-74.18～-72.67 ℃。

2.3 輕烴分餾單元

輕烴分餾單元設(shè)有脫乙烷塔、脫丁烷塔。重接觸塔塔底液相進(jìn)入脫乙烷塔，輕組分經(jīng)脫乙烷塔塔頂換熱器換熱后回流進(jìn)入重接觸塔，脫乙烷塔塔底液烴進(jìn)入脫丁烷塔得到液化氣和穩(wěn)定輕烴。

2.3.1脫乙烷塔

圖7是脫乙烷塔塔底壓力與塔頂溫度、C3收率及裝置總能耗的關(guān)系圖。由圖7可知，隨著塔底壓力升高，塔頂溫度逐漸降低，C3收率逐漸升高，但當(dāng)壓力升高到1.68 MPa時，C3收率增長變緩。隨著塔底壓力升高，裝置總能耗也在增加。由此可見，在保證較高C3收率和較合理能耗的前提下，脫乙烷塔塔底壓力應(yīng)為1.63～1.68 MPa。

圖8是脫乙烷塔塔底溫度與C2-含量、C3收率及塔底重沸器能耗的關(guān)系圖。由圖8可知，隨著脫乙烷塔塔底溫度降低，塔底凝液中C2-含量增加，C3收率也逐漸增加，塔底重沸器能耗降低。在通過降低脫乙烷塔塔底溫度來保證較高C3收率時，還需考慮外輸干氣的品質(zhì)，而不能僅考慮降低塔底溫度，因此，塔底溫度應(yīng)保持在64～67 ℃范圍內(nèi)。

2.3.2脫丁烷塔

圖9是脫丁烷塔塔底壓力與穩(wěn)定輕烴飽和蒸氣壓、液化氣產(chǎn)量及能耗的關(guān)系圖。由圖9可知，隨著脫丁烷塔塔底壓力升高，穩(wěn)定輕烴飽和蒸氣壓升高，液化氣產(chǎn)量與能耗逐漸降低。由于該天然氣處理裝置輕烴分餾脫丁烷塔塔底產(chǎn)品為穩(wěn)定輕烴，質(zhì)量指標(biāo)符合標(biāo)準(zhǔn)GB 9053-2013《穩(wěn)定輕烴》中2號穩(wěn)定輕烴飽和蒸氣壓<74 kPa的要求[15]。因此，脫丁烷塔塔底壓力應(yīng)保持在1.26～1.36 MPa范圍內(nèi)。

圖10是脫丁烷塔塔底溫度與穩(wěn)定輕烴飽和蒸氣壓、液化氣產(chǎn)量及能耗的關(guān)系圖。由圖10可知，隨著塔底溫度升高，穩(wěn)定輕烴飽和蒸氣壓逐漸降低，液化氣產(chǎn)量與能耗逐漸增加。當(dāng)塔底溫度升高到155 ℃時，液化氣產(chǎn)量增長趨勢變緩，而能耗仍以接近線性趨勢增長。因此，在滿足穩(wěn)定輕烴飽和蒸氣壓達(dá)到要求的前提下，要保持能耗較低，塔底溫度應(yīng)在145～155 ℃范圍內(nèi)。

綜上所述，關(guān)鍵參數(shù)單因素分析結(jié)果見表3。

表3 關(guān)鍵參數(shù)單因素分析結(jié)果增壓壓縮機出口壓力/MPa壓縮機后水冷器出口溫度/℃丙烷制冷溫度/℃膨脹機膨脹端出口壓力/MPa重接觸塔脫乙烷塔脫丁烷塔塔頂壓力/MPa塔頂溫度/℃塔底壓力/MPa塔底溫度/℃塔底壓力/MPa塔底溫度/℃3.4～3.825～35≥-321.5～2.01.60～1.72-74.18～-72.671.63～1.6864～671.26～1.36145～155

3 系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化

3.1 確定目標(biāo)函數(shù)

以較低的能耗獲得較高的C3產(chǎn)品量為優(yōu)化目標(biāo)對該系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，根據(jù)以上分析，該天然氣處理系統(tǒng)可建立如下優(yōu)化模型：

目標(biāo)函數(shù)：

(1)

式中：Ei為第i個裝置的能耗，kJ/h；QYT為脫乙烷塔塔底液烴摩爾流量，kmol/h。

約束條件：

RC3≥95%

(2)

-32≤t1≤-25

(3)

3.4≤p1≤3.8

(4)

1.6≤p2≤2.0

(5)

1.63≤p3≤1.68

(6)

65≤t2≤67

(7)

式中：RC3為丙烷收率，%；t1為低溫分離器1溫度，℃；p1為壓縮機出口壓力，MPa；p2為膨脹機膨脹端出口壓力，MPa；p3為脫乙烷塔塔底壓力，MPa；t2為脫乙烷塔塔底溫度，℃。

3.2 基于響應(yīng)面的參數(shù)優(yōu)化求解

3.2.1BBD響應(yīng)面設(shè)計

根據(jù)單因素分析結(jié)果，選取單因素參數(shù)中的5個參數(shù)作為自變量：壓縮機出口壓力、低溫分離器1溫度、膨脹機膨脹端出口壓力、脫乙烷塔塔底壓力、脫乙烷塔塔底溫度，分別用Q1、Q2、Q3、Q4、Q5來表示，變量的低、中、高水平用-1、0、1來表示。根據(jù)式(8)，對自變量進(jìn)行編碼。

(8)

式中：Qi為自變量編碼值；qi為自變量實際值；q0為自變量在中心點處的真實值；Δq為自變量的變化步長。

根據(jù)單因素分析結(jié)果表3選取各個自變量的變化范圍，BBD法采用五因素三水平組合設(shè)計[16-17]。試驗因素編碼及水平如表4所列。

表4 響應(yīng)面試驗設(shè)計因素水平分布表編碼因素變量水平-101Q1壓縮機出口壓力/MPa3.43.73.8Q2低溫分離器1溫度/℃-32-30-28Q3膨脹機膨脹端出口壓力/MPa1.61.72.0Q4脫乙烷塔塔底壓力/MPa1.631.651.69Q5脫乙烷塔塔底溫度/℃646667

表5 響應(yīng)面試驗結(jié)果試驗序號編碼Q1/MPaQ2/℃Q3/MPaQ4/MPaQ5/℃丙烷收率/%比功耗/(kJ·(kmol)-1)13.6-281.81.686687.6613441023.6-301.81.656689.2913449433.8-281.81.656693.7513417643.6-321.81.636689.2513465753.8-301.81.656786.5413480863.6-301.61.636689.9813462273.6-301.81.656689.4713448283.6-281.81.656786.3413480593.6-302.01.656581.87135033103.6-302.01.686682.10134858113.6-301.81.656689.48134489123.6-281.81.636687.67134780133.8-321.81.656693.77134178143.8-301.81.656595.91133941153.4-301.61.656689.17134508163.4-301.81.656582.18135003173.8-302.01.656689.90134466183.6-301.81.636590.02134532193.6-301.81.686590.31134123203.6-301.61.656595.92133939213.6-302.01.656781.22135222223.4-321.81.656683.05134999233.6-321.61.656694.15134151243.6-301.61.656786.73134786253.6-321.81.656591.05134287263.8-301.81.686696.34133761273.6-282.01.656680.64135207283.4-301.81.656780.11135312293.6-301.81.636783.59135192303.6-322.01.656682.66135041313.6-302.01.636681.66135265323.8-301.61.656692.88134265333.4-301.81.686680.19135006343.6-301.81.656689.29134504353.6-321.81.656786.28134810363.6-301.81.656689.31134494373.6-301.61.686694.89133855383.8-301.81.636689.49134654393.4-281.81.656679.38135303403.4-301.81.636680.39135370

續(xù)表5試驗序號編碼Q1/MPaQ2/℃Q3/MPaQ4/MPaQ5/℃丙烷收率/%比功耗/(kJ·(kmol)-1)413.4-302.01.656671.26136024423.6-301.81.686789.16134354433.6-281.61.656693.92134162443.6-321.81.686686.53134497453.6-301.81.656689.27134496463.6-281.81.656587.45134574

根據(jù)表5中的正交試驗方案，將每一個試驗點進(jìn)行計算。試驗結(jié)果通過回歸分析方法進(jìn)行回歸擬合，得到最優(yōu)擬合二次多項式方程?；貧w模型如式(9)所示。

(9)

式中：y為響應(yīng)值；xi為不同的因素；m為因素個數(shù)；βi為因素xi的線性效應(yīng)；βii為因素xi的二階效應(yīng)；βij為因素xi和xj的交互作用效應(yīng)；ε為模型誤差。

根據(jù)BBD正交試驗結(jié)果，利用回歸模型進(jìn)行回歸擬合[18]，得到南堡聯(lián)合站脫乙烷塔塔底液烴比功耗模型，其方差分析結(jié)果如表6所列。

由表6可知：裝置模型顯著P值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于0.05，表明該模型具有極高的顯著性；南堡聯(lián)合站天然氣處理系統(tǒng)工藝中的5個變量因素的交互作用對脫乙烷塔塔底液烴比功耗的影響主次順序為Q1Q3>Q3Q5>Q1Q5>Q1Q4>Q4Q5>Q3Q4>Q1Q2>Q2Q5>Q2Q4>Q2Q3；該模型的修正決定系數(shù)(R2的修正值)為0.979 1，表明模型中有97.91%對脫乙烷塔塔底液烴比功耗的影響來自于這5個因素；校正相關(guān)性系數(shù)Adj-R2為0.962 5，二者的差距比較小，表明模型具有較好的回歸性，可以解釋96.25%響應(yīng)值的變化；信噪比(adeq precision)=35.87，大于4，表明模型具有較高的可信度，可用于預(yù)測[19]。

通過圖11的回歸模型殘差分析，實驗數(shù)據(jù)點均勻地分布在擬合曲線兩側(cè)，說明脫乙烷塔塔底液烴比功耗試驗的殘差呈現(xiàn)正態(tài)分布，表示回歸模型所代表的定量關(guān)系準(zhǔn)確。

3.2.2響應(yīng)曲面圖分析

由模型方差分析發(fā)現(xiàn)，Q1Q3、Q1Q4、Q1Q5、Q3Q5、Q4Q5對脫乙烷塔塔底液烴比功耗影響較大，利用Design Expert軟件繪制出響應(yīng)值與相關(guān)影響因素的三維圖，結(jié)果如圖12(a)～圖12(e)所示。

響應(yīng)面的坡度反映了響應(yīng)值對于該因素的敏感性，坡度越陡，則對該因素的變化反應(yīng)越敏感[20-22]。由圖12(a)～圖12(e)可知：比功耗隨著三級壓縮機出口壓力升高、膨脹端出口壓力降低而降低；比功耗隨著三級壓縮機出口壓力升高、脫乙烷塔塔底壓力升高而降低；比功耗隨著三級壓縮機出口壓力升高、脫乙烷塔塔底溫度降低而降低；比功耗隨著膨脹端出口壓力降低、脫乙烷塔塔底溫度降低而降低；比功耗隨著脫乙烷塔塔底壓力升高、脫乙烷塔塔底溫度降低而降低。兩種因素交互作用坡度較陡，對綜合能耗影響顯著。

3.2.3多變量約束最優(yōu)化結(jié)果

圖13是優(yōu)化結(jié)果響應(yīng)面圖。由圖13可得最終優(yōu)化結(jié)果為：壓縮機出口壓力3.60 MPa，低溫分離器1溫度-30.10 ℃，膨脹端出口壓力1.62 MPa，脫乙烷塔塔底壓力1.68 MPa，脫乙烷塔塔底溫度65 ℃。

4 裝置實際生產(chǎn)驗證

南堡聯(lián)合站輕烴回收裝置采用以上響應(yīng)面的優(yōu)化結(jié)果后實施參數(shù)調(diào)整，如表7所列。由表7可知，通過多因素參數(shù)優(yōu)化，C3收率從90.50%提高到95.59%，增加了5.62%；比功耗從134 995.5 kJ/kmol降到133 770.3 kJ/kmol，降低了0.91%，裝置總能耗從3 140.86 kW降到3 063.72 kW，減少了2.46%；液化氣產(chǎn)量從2 553 kg/h增加到2 643 kg/h，提升了3.53%，效果明顯。

表7 優(yōu)化結(jié)果及優(yōu)化前后相關(guān)參數(shù)對比項目優(yōu)化前優(yōu)化后壓縮機出口壓力/MPa3.713.60膨脹機膨脹端出口壓力/MPa1.741.62低溫分離器1溫度/℃-31.07-30.10重接觸塔塔底溫度/℃-67.79-68.53重接觸塔塔頂溫度/℃-73.80-76.38脫乙烷塔塔底壓力/MPa1.651.68脫乙烷塔塔底溫度/℃66.4865.00C3收率/%90.5095.59C3+收率/%95.9698.09液化氣產(chǎn)量/(kg·h-1)25532643穩(wěn)定輕烴產(chǎn)量/(kg·h-1)502.6502.8比功耗/(kJ·(kmol)-1)134995.5133770.3裝置總能耗/kW3140.863063.72比功耗降低百分?jǐn)?shù)/%0.91裝置總能耗降低百分?jǐn)?shù)/%2.46C3收率增長百分?jǐn)?shù)/%5.09C3+收率增長百分?jǐn)?shù)/%2.13液化氣產(chǎn)量增長百分?jǐn)?shù)/%3.53

5 結(jié)論

(1)通過對單因素分析，影響丙烷收率和裝置能耗的關(guān)鍵參數(shù)取值范圍為：壓縮機出口壓力3.4～3.8 MPa，低溫分離器1溫度-32～-28 ℃，膨脹機膨脹端出口壓力1.6～2.0 MPa，脫乙烷塔塔底壓力1.63～1.69 MPa，脫乙烷塔塔底溫度64～67 ℃。

(2)以系統(tǒng)回收裝置最小比功耗為目標(biāo)，依據(jù)單因素分析結(jié)果，采用響應(yīng)面分析法對參數(shù)進(jìn)行尋優(yōu)，確定了多因素最佳關(guān)鍵參數(shù)組合，最終的優(yōu)化參數(shù)組合為：壓縮機出口壓力3.60 MPa，低溫分離器1溫度-30.10 ℃，膨脹端出口壓力1.62 MPa，脫乙烷塔塔底壓力1.68 MPa，脫乙烷塔塔底溫度65 ℃。

(3)采用響應(yīng)面多因數(shù)參數(shù)優(yōu)化的結(jié)果在實際裝置中的應(yīng)用，與裝置優(yōu)化前相比，優(yōu)化后的流程C3收率提升了5.62%，比功耗降低了0.91%，裝置總能耗降低了2.46%，液化氣產(chǎn)量增加了3.53%，效果明顯。

(4)響應(yīng)面分析法用于天然氣輕烴回收的多參數(shù)優(yōu)化，提高了丙烷收率，降低了裝置能耗，具有很好的經(jīng)濟性。