基于回歸正交試驗設計的RSV 乙烷回收工藝能耗優化

張紅星 馬亞欣 解靜 張世強

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

目前，關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，通過逐級制冷實現輕烴回收，并以Ortloff 公司發明的部分干氣再循環工藝（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用[4]，適用于4~7 MPa的中高壓氣源，乙烷收率可達90%以上。蔣洪等人[5]在RSV 工藝的基礎上，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，確定了最優回流比參數；陳曉明等人[7]通過序貫模塊法，利用序列二次規劃對RSV 工藝中的關鍵參數進行了優化，降低了乙烷產品的比功耗。以上研究多采用單因素影響試驗，但乙烷回收屬于深冷工藝，各節點間的控制參數繁多，存在非線性關系，難以通過簡單的影響規律分析實現能耗的全局優化。基于此，利用Hysys 軟件對RSV 工藝進行建模，在敏感性分析的基礎上，通過二次回歸正交試驗設計建立精度高、統計性好的回歸方程，實現能耗的優化調整。

1 工藝參數分析

1.1 基礎參數

以國內某油田分公司中的氣田區塊為例，該氣田的乙烷含量較高（平均4%~6%），在投產初期最高可達8%，且天然氣壓力在6 MPa 以上，具有較高的回收價值。以投產后第5 a 的工況進行分析，標況流量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

原料氣先進入大冷箱預冷至-40 ℃后，進入低溫分離器。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，節流進入脫甲烷塔；氣相較多的一股通過膨脹機降壓至2 MPa 左右進入脫甲烷塔；液相直接節流進入脫甲烷塔。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 ℃，由膨脹機增壓端增壓至2~2.5 MPa 后，再由外輸壓縮機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流進入脫甲烷塔頂，作為第一股進料。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線，通過大冷箱預熱后，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數不超過1%。脫甲烷塔塔底液相依次進入脫乙烷塔和脫丁烷塔，實現乙烷、LPG 和穩定輕烴的分離。脫乙烷塔塔頂氣相，一股作為乙烷產品經小冷箱過冷后采出，其余氣相作為塔頂回流。SRC 工藝流程見圖1。

該工藝的特點：一是部分干氣進行了回流，為脫甲烷塔提供了足夠的冷量，吸收了塔內上升氣相中的乙烷和重烴，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和冷箱分別進行了過冷，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個設備能耗，kW。

1.4 敏感性分析

根據工程經驗，確定干氣回流比、膨脹機出口壓力和氣相分流比為關鍵參數，對其進行敏感性分析。

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，且降壓節流后甲烷發生閃蒸，形成更低的進塔溫度，提高了精餾效果，但進料溫度受冷箱最小溫差限制（要求最低為3 ℃），否則會產生溫度較差，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的功耗和投資，工藝總能耗呈線性增長。考慮到干氣回流比在6%時，乙烷收率已經超過95%，滿足工藝需求，故應通過調節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系Fig.2 Relationship between dry gas reflux ratio and total energy consumption and ethane yield

1.4.2 膨脹機出口壓力

考察膨脹機出口壓力和工藝總能耗與乙烷收率的關系，見圖3。膨脹機是RSV 工藝的主要冷源，通過氣體絕熱膨脹消耗氣體內能，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]。隨著膨脹機出口壓力的降低，進出口壓差增大，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，會增大同軸壓縮機端的動力，降低外輸壓縮機能耗，工藝總能耗也隨之降低。考慮乙烷收率和工藝總能耗的要求，應控制膨脹機出口壓力在2.2~2.6MPa。

圖3 膨脹機出口壓力和工藝總能耗與乙烷收率的關系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，在大冷箱和節流閥的作用下，會攜帶更多冷量，導致脫甲烷塔效率和工藝總能耗均呈直線增加，乙烷收率也達到較高水平；當氣相分流比超過10%時，乙烷收率的增速有所減緩。考慮乙烷收率和工藝總能耗的要求，應通過調節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系Fig.4 Relationship between gas phase shunt ratio and total energy consumption and ethane yield

2 試驗方案設計

2.1 二次回歸正交試驗方程

二次回歸正交試驗是在一次回歸正交試驗的基礎上增加一些特定的試驗點，通過適當組合完成的試驗方案，有效解決了全面試驗次數多、正交試驗次數缺失的問題。公式如下：

式中：y為回歸值；a、bj、bkj、bij分別為常數項系數、線性項系數、交互項系數和二次項系數；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，對因素水平進行編碼，得到規范變量zj。將因變量與自變量的回歸關系變為因變量與規范變量的回歸關系，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 二次回歸正交試驗方案及結果分析

在Design Expert 軟件中進行試驗方案設計，并通過Hysys 軟件獲得試驗結果，共進行8 次二水平正交試驗、6 次星號試驗和1 次零水平試驗，試驗方案及結果見表3。

表3 試驗方案及結果Tab.3 Experimental scheme and results

對以上結果進行方差分析，以乙烷收率為例，乙烷收率的方差分析結果見表4。可見整體模型的p 值小于0.01，說明模型的擬合效果較好，失逆項不顯著；修正決定系數為0.997 9，說明無法通過該回歸模型分析的因變量僅占0.21%；預測決定系數為0.989 7，與決定系數（0.999 3）的差距較小，說明模型的回歸性較好，可以預測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 檢驗值觀察，影響力依次為干氣回流比、氣相分流比和膨脹機出口壓力。交互項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。二次項中z2’的顯著性不明顯，故將其納入殘差中，通過自變量與規范變量的關系，重新建立真實狀態下乙烷收率的回歸系數方程：

表4 乙烷收率的方差分析結果Tab.4 Results of variance analysis of ethane yield

式中：E為工藝總能耗，kW。

同理，對工藝總能耗進行方差分析，其結果與乙烷收率相似，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出口壓力；交互項中影響力最大的為干氣回流比和氣相分流比的交互作用；二次項均不顯著，故將其納入殘差中，得到工藝總能好的回歸系數方程：

2.4 能耗優化和應用

在Design Expert 軟件中利用規劃求解功能，設置目標函數為工藝總能耗最小，限制乙烷收率最小為95%，通過35 次迭代得到優化結果，并用于調整現場的操作參數，優化前后結果見表5。與優化前相比，干氣回流比和氣相分流比均下降，膨脹機出口壓力上升，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%，節能效果顯著。在LPG 產量和穩定輕烴產量不變的條件下，乙烷產量從1 116 kg/h 增加至1 189 kg/h，增幅6.54%，天然氣產品的附加值進一步提升。

表5 優化前后結果Tab.5 Results before and after optimization

3 結論

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

2）通過因素水平編碼、試驗方案設計、方差分析等步驟，建立了二次回歸正交試驗方程，并利用規劃求解進行能耗優化，得到最佳工藝參數為干氣回流比8%，膨脹機出口壓力2.2 MPa，氣相分流比15%。

3）通過現場實際應用，與優化前相比，工藝總能耗降低，乙烷產量提升，證明了二次回歸正交試驗用于能耗優化的可行性和科學性。