基于回归正交试验设计的RSV 乙烷回收工艺能耗优化

张红星 马亚欣 解静 张世强

（1.中油国际管道有限公司中哈天然气管道项目；2.中国市政工程西北设计研究院有限公司；3.中国石油长庆油田分公司伴生气综合利用项目部；4.中国石油集团渤海钻探工程有限公司井下作业分公司）

目前，关于天然气乙烷回收普遍采用低温冷凝法，即利用一定压力下天然气各组分冷凝温度的不同，通过逐级制冷实现轻烃回收，并以Ortloff 公司发明的部分干气再循环工艺（RSV） 为代表[1-3]。RSV 工艺已在长庆气田、新疆克拉玛依气田、塔里木油田等诸多工程中得以应用[4]，适用于4~7 MPa的中高压气源，乙烷收率可达90%以上。蒋洪等人[5]在RSV 工艺的基础上，研究了双塔乙烷回收工艺，降低了部分气相流量和外输回流量，提高了工艺适应性；丁宇等人[6]考察了干气回流比对乙烷收率的影响，确定了最优回流比参数；陈晓明等人[7]通过序贯模块法，利用序列二次规划对RSV 工艺中的关键参数进行了优化，降低了乙烷产品的比功耗。以上研究多采用单因素影响试验，但乙烷回收属于深冷工艺，各节点间的控制参数繁多，存在非线性关系，难以通过简单的影响规律分析实现能耗的全局优化。基于此，利用Hysys 软件对RSV 工艺进行建模，在敏感性分析的基础上，通过二次回归正交试验设计建立精度高、统计性好的回归方程，实现能耗的优化调整。

1 工艺参数分析

1.1 基础参数

以国内某油田分公司中的气田区块为例，该气田的乙烷含量较高（平均4%~6%），在投产初期最高可达8%，且天然气压力在6 MPa 以上，具有较高的回收价值。以投产后第5 a 的工况进行分析，标况流量200×104m3/d（20 ℃、101.325 kPa），原料气压力6 MPa，温度25 ℃，外输干气压力5 MPa，温度40 ℃。气相色谱得到的原料气干基组分见表1。

1.2 RSV 乙烷回收工艺

原料气先进入大冷箱预冷至-40 ℃后，进入低温分离器。分离出的气相分成两股：其中气相较少的一股通过大冷箱过冷至-100 ℃左右后，节流进入脱甲烷塔；气相较多的一股通过膨胀机降压至2 MPa 左右进入脱甲烷塔；液相直接节流进入脱甲烷塔。脱甲烷塔顶部气相出口作为冷源为大冷箱提供冷量，换热至20~25 ℃，由膨胀机增压端增压至2~2.5 MPa 后，再由外输压缩机增压至满足外输压力。将外输干气中的一部分作为回流气，通过大冷箱换热后节流进入脱甲烷塔顶，作为第一股进料。为了充分利用冷量，在脱甲烷塔的中段塔板抽出两条凝液侧线，通过大冷箱预热后，再返回脱甲烷塔。此外，控制脱甲烷塔塔底出口液相的甲烷摩尔分数不超过1%。脱甲烷塔塔底液相依次进入脱乙烷塔和脱丁烷塔，实现乙烷、LPG 和稳定轻烃的分离。脱乙烷塔塔顶气相，一股作为乙烷产品经小冷箱过冷后采出，其余气相作为塔顶回流。SRC 工艺流程见图1。

该工艺的特点：一是部分干气进行了回流，为脱甲烷塔提供了足够的冷量，吸收了塔内上升气相中的乙烷和重烃，减少了甲烷塔中的乙烷损失；二是低温分离器的气相通过膨胀机和冷箱分别进行了过冷，为脱甲烷塔上部提供了冷量，提高乙烷收率[8-9]。

1.3 参数计算方法

工艺总能耗和乙烷收率的计算方法为：

式中：R为乙烷收率，%；Q1、Q2分别为原料气和外输干气中乙烷的体积流量，m3/d；E为工艺总能耗，kW；ei为第i个设备能耗，kW。

1.4 敏感性分析

根据工程经验，确定干气回流比、膨胀机出口压力和气相分流比为关键参数，对其进行敏感性分析。

1.4.1 干气回流比

考察干气回流比与工艺总能耗和乙烷收率的关系，见图2。随着干气回流比的增加，乙烷收率逐渐增大，在回流比超过10%时，乙烷收率的增速变缓。这是由于干气回流中的甲烷含量较高，且降压节流后甲烷发生闪蒸，形成更低的进塔温度，提高了精馏效果，但进料温度受冷箱最小温差限制（要求最低为3 ℃），否则会产生温度较差，故后期乙烷收率的变化不大。干气回流比直接影响外输压缩机的功耗和投资，工艺总能耗呈线性增长。考虑到干气回流比在6%时，乙烷收率已经超过95%，满足工艺需求，故应通过调节阀控制干气回流比在6%~10%，以便控制乙烷收率和降低工艺总能耗。

图2 干气回流比与工艺总能耗和乙烷收率的关系Fig.2 Relationship between dry gas reflux ratio and total energy consumption and ethane yield

1.4.2 膨胀机出口压力

考察膨胀机出口压力和工艺总能耗与乙烷收率的关系，见图3。膨胀机是RSV 工艺的主要冷源，通过气体绝热膨胀消耗气体内能，以满足低温分离器气相流股降温、降压的目的，为脱甲烷塔塔顶提供足够的冷量[10]。随着膨胀机出口压力的降低，进出口压差增大，气相流股的温度越来越低，乙烷收率呈直线增长；同时膨胀比的增加，会增大同轴压缩机端的动力，降低外输压缩机能耗，工艺总能耗也随之降低。考虑乙烷收率和工艺总能耗的要求，应控制膨胀机出口压力在2.2~2.6MPa。

图3 膨胀机出口压力和工艺总能耗与乙烷收率的关系Fig.3 Relationship between outlet pressure of expander and total energy consumption and ethane yield

1.4.3 气相分流比

考察气相分流比与工艺总能耗和乙烷收率的关系，见图4。随着气相分流比的增加，气相流股的流量增大，在大冷箱和节流阀的作用下，会携带更多冷量，导致脱甲烷塔效率和工艺总能耗均呈直线增加，乙烷收率也达到较高水平；当气相分流比超过10%时，乙烷收率的增速有所减缓。考虑乙烷收率和工艺总能耗的要求，应通过调节阀控制气相分流比在12%~16%。

图4 气相分流比与工艺总能耗和乙烷收率的关系Fig.4 Relationship between gas phase shunt ratio and total energy consumption and ethane yield

2 试验方案设计

2.1 二次回归正交试验方程

二次回归正交试验是在一次回归正交试验的基础上增加一些特定的试验点，通过适当组合完成的试验方案，有效解决了全面试验次数多、正交试验次数缺失的问题。公式如下：

式中：y为回归值；a、bj、bkj、bij分别为常数项系数、线性项系数、交互项系数和二次项系数；xj、xk均为自变量。

2.2 因素水平编码

利用敏感性分析确定干气回流比x1、膨胀机出口压力x2和气相分流比x3的变化范围，通过星号臂长γ的计算确定γ值，对因素水平进行编码，得到规范变量zj。将因变量与自变量的回归关系变为因变量与规范变量的回归关系，简化计算量，三因素两水平的编码见表2。

表2 三因素两水平的编码Tab.2 Coding table of three factors and two levels

2.3 二次回归正交试验方案及结果分析

在Design Expert 软件中进行试验方案设计，并通过Hysys 软件获得试验结果，共进行8 次二水平正交试验、6 次星号试验和1 次零水平试验，试验方案及结果见表3。

表3 试验方案及结果Tab.3 Experimental scheme and results

对以上结果进行方差分析，以乙烷收率为例，乙烷收率的方差分析结果见表4。可见整体模型的p 值小于0.01，说明模型的拟合效果较好，失逆项不显著；修正决定系数为0.997 9，说明无法通过该回归模型分析的因变量仅占0.21%；预测决定系数为0.989 7，与决定系数（0.999 3）的差距较小，说明模型的回归性较好，可以预测98.97%的因变量变化情况。其中，单因素的影响均较为显著，从F 检验值观察，影响力依次为干气回流比、气相分流比和膨胀机出口压力。交互项中所有因素均影响显著，影响力最大的为干气回流比和气相分流比的交互作用。二次项中z2’的显著性不明显，故将其纳入残差中，通过自变量与规范变量的关系，重新建立真实状态下乙烷收率的回归系数方程：

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

式中：E为工艺总能耗，kW。

同理，对工艺总能耗进行方差分析，其结果与乙烷收率相似，单因素的影响均较为显著，影响力依次为干气回流比、气相分流比和膨胀机出口压力；交互项中影响力最大的为干气回流比和气相分流比的交互作用；二次项均不显著，故将其纳入残差中，得到工艺总能好的回归系数方程：

2.4 能耗优化和应用

在Design Expert 软件中利用规划求解功能，设置目标函数为工艺总能耗最小，限制乙烷收率最小为95%，通过35 次迭代得到优化结果，并用于调整现场的操作参数，优化前后结果见表5。与优化前相比，干气回流比和气相分流比均下降，膨胀机出口压力上升，乙烷收率虽有所降低，但依然满足工艺需求，工艺总能耗从3 350 kW 降低至3 013 kW，降低幅度10.06%，节能效果显著。在LPG 产量和稳定轻烃产量不变的条件下，乙烷产量从1 116 kg/h 增加至1 189 kg/h，增幅6.54%，天然气产品的附加值进一步提升。

表5 优化前后结果Tab.5 Results before and after optimization

3 结论

1） 通过Hysys 模拟软件建立RSV 乙烷回收工艺，通过敏感性分析，确定不同节点的取值范围，干气回流比在6%~10% ， 膨胀机出口压力在2.2~2.6 MPa，气相分流比在12%~16%。

2）通过因素水平编码、试验方案设计、方差分析等步骤，建立了二次回归正交试验方程，并利用规划求解进行能耗优化，得到最佳工艺参数为干气回流比8%，膨胀机出口压力2.2 MPa，气相分流比15%。

3）通过现场实际应用，与优化前相比，工艺总能耗降低，乙烷产量提升，证明了二次回归正交试验用于能耗优化的可行性和科学性。