許藝欣，彭星煜，郭新磊，任 彬，卿明祥，李 虹

（1. 西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院，四川 成都 610500；2. 青海油田監(jiān)督監(jiān)理公司工程建設(shè)監(jiān)理分公司，甘肅 敦煌 736202；3. 青海油田采油一廠 基建項(xiàng)目中心，青海 茫崖 816400；4. 青海油田采油一廠 設(shè)備管理部，青海 茫崖 816400；5. 中國(guó)石油西南油氣田公司 安全環(huán)保與技術(shù)監(jiān)督研究院，四川 成都 610000）

凝析氣藏在開采過程中，較重的烴類從天然氣中凝析而出，稱為輕烴或凝析油，一般屬于輕質(zhì)油[1-2]。凝析油密度低，在儲(chǔ)存和運(yùn)輸過程中，容易產(chǎn)生油氣揮發(fā)損失，需要進(jìn)行穩(wěn)定處理[3]。隨著氣田開發(fā)進(jìn)入中后期，井底地層壓力下降，使更多凝析油從地層中析出，氣井產(chǎn)液量不斷增加，使得凝析油穩(wěn)定處理的條件不斷變化，裝置的運(yùn)行參數(shù)偏離最佳狀態(tài)，且穩(wěn)定過程產(chǎn)生的放空氣增多，出現(xiàn)產(chǎn)能降低、資源浪費(fèi)及環(huán)境污染等一系列亟待解決的問題。

天然氣凈化裝置節(jié)能降耗的研究主要集中在兩個(gè)方面[4]，一方面是凈化機(jī)理的研究；另一方面主要是對(duì)凈化過程的系統(tǒng)用能開展分析與優(yōu)化。目前凈化廠工藝流程已具備世界領(lǐng)先水平，但在用能方面還存在需改善之處，如何系統(tǒng)全面地開展用能分析及優(yōu)化成為重要研究?jī)?nèi)容。被企業(yè)用于裝置、工藝流程節(jié)能優(yōu)化較多的用能分析模型是以熱力學(xué)第一定律為基礎(chǔ)的“能分析”模型[5-7]，其可以明確地指出能量的流入、流出以及損失。但其僅能從能量數(shù)量的角度來評(píng)價(jià)設(shè)備或系統(tǒng)的用能狀況，并不能反映能量“質(zhì)”的差別[8]。1997 年荷蘭特文特大學(xué)的Cornelissen[9]系統(tǒng)地介紹了不同類型的?，給出了?的計(jì)算方法，將能分析方法和?分析方法進(jìn)行了比較，并對(duì)?分析方法用于可持續(xù)發(fā)展領(lǐng)域的必要性進(jìn)行了討論。?分析方法從能量數(shù)量及品質(zhì)的角度出發(fā)，分析?在過程或設(shè)備中的轉(zhuǎn)換、利用和損失情況，為系統(tǒng)工藝流程或設(shè)備節(jié)能優(yōu)化提供了方向。?分析能夠更科學(xué)、深入和全面地分析系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，揭示出系統(tǒng)能量損耗的本質(zhì)，對(duì)系統(tǒng)的節(jié)能改進(jìn)起到重要的指導(dǎo)作用[10-12]。

針對(duì)凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)工藝中換熱較少、換熱形式簡(jiǎn)單，以及工藝用能結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單的特點(diǎn)，本文基于?分析方法，建立凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)?分析模型，分析工藝運(yùn)行過程能量轉(zhuǎn)換和傳遞中存在的問題，找出凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)用能缺陷，為工藝過程和裝置的進(jìn)一步改進(jìn)提供方向；以降低有效能（?）的損耗作為優(yōu)化路徑，分別從減少不可逆過程的有效能損失和回收利用廢棄有效能入手，以達(dá)到凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)節(jié)能降耗的目標(biāo)。

1 凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)工藝及模擬

1.1 工藝簡(jiǎn)介

本文天然氣處理流程采用丙烷制冷法對(duì)原料氣進(jìn)行脫油脫水，原料氣低含H2S和CO2、微含凝析油，氣質(zhì)組分中水、烴露點(diǎn)高，容易析出水和凝析油。處理后，自低溫分離器來的凝液進(jìn)入凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)，經(jīng)降壓、換熱后進(jìn)入閃蒸分離器進(jìn)行三相分離。分離出的凝析油與穩(wěn)定凝析油換熱后進(jìn)入凝液緩沖罐，而后再次換熱進(jìn)入穩(wěn)定塔。塔底穩(wěn)定后的凝析油經(jīng)凝析油換熱器及凝析油后冷器冷卻后至穩(wěn)定凝析油罐儲(chǔ)存。流程中產(chǎn)生的閃蒸不凝氣進(jìn)入全廠燃料氣系統(tǒng)供處理廠自用，處理廠日常自用氣量較小，不能自耗的部分被超壓放空[13]。工藝流程如圖1 所示。

1.2 HYSYS模擬數(shù)據(jù)

采用Aspen HYSYS軟件對(duì)凝析油穩(wěn)定工藝流程進(jìn)行模擬，流程模擬的氣液平衡模型選用Peng-Robinson方程?；?分析方法找出優(yōu)化空間較大的設(shè)備，通過對(duì)凝析油穩(wěn)定工藝關(guān)鍵參數(shù)分析，進(jìn)而完成對(duì)凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)的工藝優(yōu)化。

未穩(wěn)定凝析油采用較“重”和較“輕”的兩種組成。未穩(wěn)定凝析油進(jìn)入凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)的處理量為43.9 t/d。其中，選用的兩種凝液中C2+組分含量（物質(zhì)的量分?jǐn)?shù)，下同）分別為58.43%和68.26%。兩種未穩(wěn)定凝析油組成如表1 所示。擇重點(diǎn)給出相應(yīng)物性包及所涉及其他參數(shù)如表2 所示。

表2 凝析油穩(wěn)定工藝主要物性參數(shù)Table 2 Main physical parameters of condensate stabilization process

2 凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)?分析

2.1 ?分析模型

設(shè)備在實(shí)際運(yùn)行過程中存在著能量的轉(zhuǎn)換和傳遞，包括設(shè)備與外界之間?的轉(zhuǎn)換和設(shè)備內(nèi)部的耗散。在進(jìn)行?分析時(shí)，通常用流線表示?交換的方向，用?損來表示?耗散的大小，并以此建立?分析熱力學(xué)模型[14-15]。本文選用灰箱模型對(duì)凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)工藝進(jìn)行?分析，將系統(tǒng)中各設(shè)備視為黑箱。建立凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)工藝?分析流程圖，如圖2 所示。

E—輸入或輸出?能，kJ/h；Q—過程中傳輸?shù)臒峄蚶淞?，kJ/h。

2.2 工藝?分析

根據(jù)設(shè)備?損計(jì)算模型，對(duì)表1 中兩種未穩(wěn)定凝析油經(jīng)該工藝進(jìn)行處理，設(shè)備總輸入?分別為64.411 × 104kJ/h和71.4841 × 104kJ/h；設(shè)備總輸出?分別為20.2146 × 104kJ/h和23.7633 × 104kJ/h；設(shè)備總?損值分別為44.1963 × 104kJ/h和47.7208 ×104kJ/h；設(shè)備總?效率分別為31.38%和33.24%。工藝整體?損大，?效率低，能量利用情況不理想，存在很大的優(yōu)化空間。

由圖3、圖4 和圖5 可知，工藝中的?損主要集中在凝液換熱器、閃蒸分離器和凝析油穩(wěn)定塔，三者?損之和約占工藝各設(shè)備總?損的95%。凝析油緩沖罐的?效率約為96%，優(yōu)化空間較??；凝析油換熱器的?效率約為83%左右，有一定的優(yōu)化空間；本文的重點(diǎn)優(yōu)化對(duì)象是?效率分別為22.80%、49.80%和13.40%的凝液換熱器、閃蒸分離器和凝析油穩(wěn)定塔。通過優(yōu)化調(diào)節(jié)設(shè)備運(yùn)行參數(shù)減少?損。

圖3 凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)各設(shè)備?損Fig. 3 Exergy loss of each equipment of condensate stabilizationsystem

圖4 凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)各設(shè)備?效率Fig. 4 Exergy efficiency of each equipment of condensatestabilization system

圖5 凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)各設(shè)備?損占比：1 號(hào)(a)、2 號(hào)(b)未穩(wěn)定凝析油Fig. 5 Proportion of equipment exergy loss of condensate stabilization system: Unstable condensate 1 (a) and 2 (b)

3 凝析油穩(wěn)定工藝參數(shù)優(yōu)化

3.1 敏感性因素分析

由?分析可知本文的重點(diǎn)優(yōu)化對(duì)象是凝液換熱器、閃蒸分離器和凝析油穩(wěn)定塔，而凝析油換熱器的能耗主要取決于閃蒸溫度。對(duì)凝析油穩(wěn)定工藝流程中能耗影響較大的閃蒸分離器和凝析油穩(wěn)定塔的工藝參數(shù)進(jìn)行敏感性分析，尋找凝析油穩(wěn)定工藝?損的敏感性因素。將工藝參數(shù)分別改變± 5%、± 10%、± 15%，計(jì)算單位凝析油產(chǎn)品消耗?（比?損）的變化率。圖6 為各工藝參數(shù)敏感性分析。由圖6 可知，凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度對(duì)比?損影響最大，穩(wěn)定塔操作壓力影響最?。ㄗ兓市∮?%的敏感性不顯著），由此確定凝析油穩(wěn)定工藝敏感性因素為閃蒸溫度、閃蒸壓力和凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度，進(jìn)而對(duì)各敏感性因素進(jìn)行單因素分析。

圖6 各工藝參數(shù)敏感性分析Fig. 6 Sensitivity analysis of process parameters

3.1.1 閃蒸溫度的影響

圖7為閃蒸分離器操作溫度特性分析。由圖7可知，隨閃蒸溫度從25 °C升至35 °C，凝液換熱器、凝析油穩(wěn)定塔重沸器和凝析油后冷器需要提供更多的熱量和冷量，使凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)綜合能耗不斷上升，而C2+、C3+回收率和凝析油產(chǎn)量變化不大。參考閃蒸分離器操作溫度的允許范圍，取閃蒸溫度優(yōu)化范圍為25~35 °C，與能耗呈正相關(guān)。

圖7 閃蒸分離器操作溫度特性Fig. 7 Operating temperature characteristics of flash separator

3.1.2 閃蒸壓力的影響

圖8為閃蒸分離器操作壓力特性分析。由圖8可知，隨閃蒸壓力從0.45 MPa升至1.20 MPa，凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)綜合能耗不斷下降，而C2+、C3+回收率隨閃蒸分離器操作壓力的變化基本保持平穩(wěn)。閃蒸壓力在0.45~0.75 MPa內(nèi)，穩(wěn)定凝析油產(chǎn)量隨操作壓力的上升增長(zhǎng)迅速，同時(shí)伴隨著綜合能耗的減少，而后產(chǎn)量保持平穩(wěn)，壓力大于1.05 MPa后產(chǎn)量再次下降。參考閃蒸分離器操作壓力的允許范圍，取閃蒸壓力優(yōu)化范圍為0.75~1.05 MPa，與能耗呈負(fù)相關(guān)。

圖8 閃蒸分離器操作壓力特性Fig. 8 Operating pressure characteristics of flash separator

3.1.3 凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度的影響

圖9為凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度特性分析。由圖9 可知，隨重沸器操作溫度從70 °C升至105 °C，凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)綜合能耗不斷上升，而穩(wěn)定凝析油產(chǎn)量平穩(wěn)下降。當(dāng)操作溫度小于90 °C時(shí)，生產(chǎn)出的凝析油穩(wěn)定產(chǎn)品在儲(chǔ)存溫度下的飽和蒸氣壓不滿足產(chǎn)品要求。參考凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度允許范圍，取重沸器溫度優(yōu)化范圍為90~105 °C，與能耗呈正相關(guān)。

圖9 凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度特性Fig. 9 Temperature characteristics of reboiler of condensate stabilizer

綜上，凝析油穩(wěn)定工藝參數(shù)優(yōu)化范圍見表3，為基于響應(yīng)面的工藝參數(shù)優(yōu)化提供了參考。

表3 凝析油穩(wěn)定工藝參數(shù)優(yōu)化范圍Table 3 Optimization range of condensate stabilization process parameters

3.2 基于?分析的響應(yīng)面工藝參數(shù)優(yōu)化

響應(yīng)面優(yōu)化通過回歸擬合，繪制三維響應(yīng)曲面圖和等高線圖，求出對(duì)應(yīng)于各因素水平的響應(yīng)值，進(jìn)而找出響應(yīng)最優(yōu)值以及相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)條件。響應(yīng)面優(yōu)化可以在較短的時(shí)間內(nèi)以較少的試驗(yàn)次數(shù)對(duì)實(shí)驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行全面考察，得到最優(yōu)參數(shù)水平組合[16-17]。

3.2.1 BBD響應(yīng)面設(shè)計(jì)

采用BBD方法，結(jié)合敏感性分析和單因素分析，選取對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有顯著影響的3 個(gè)因素：閃蒸溫度、閃蒸壓力和重沸器溫度，設(shè)計(jì)三因素三水平響應(yīng)面試驗(yàn)方案，比?損為響應(yīng)值，其中設(shè)計(jì)方案析因點(diǎn)12 個(gè)，零點(diǎn)重復(fù)5 次。試驗(yàn)因素及水平見表4。

表4 響應(yīng)面試驗(yàn)因素水平Table 4 Response surface test factor level

3.2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

利用Design Expert軟件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸擬合，得到了閃蒸溫度（X1）、閃蒸壓力（X2）和重沸器溫度（X3）對(duì)比?損（Y）影響的二次多項(xiàng)式回歸模型，見式(1)。

對(duì)回歸模型的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析及顯著性檢驗(yàn)，回歸模型P< 0.0001 表明回歸模型高度顯著；失效項(xiàng)P> 0.0500 表明模型失效性不顯著，回歸模型擬合程度高。3 個(gè)試驗(yàn)因素對(duì)凝析油穩(wěn)定工藝比?損都有顯著影響，影響程度依次為重沸器溫度>閃蒸溫度>閃蒸壓力。調(diào)整系數(shù)R2= 0.9999，表明預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值之間有著較好的擬合度，方程可靠性較好。三因素的交互作用對(duì)凝析油穩(wěn)定工藝比?損影響的響應(yīng)面曲線及等高線如圖10 所示。

圖10 各因素交互作用對(duì)凝析油穩(wěn)定工藝比?損影響的響應(yīng)面曲線和等高線Fig. 10 Response surface curve and contour line of influence of interaction of various factors on specific exergy loss ofcondensate stabilization process

由圖10 可知，閃蒸壓力和閃蒸溫度同時(shí)升高時(shí)，比?損也隨之增大；重沸器溫度由90 °C升至105 °C過程中，閃蒸溫度越大，比?損越大；而閃蒸壓力越大，比?損越小?；诮换バ?yīng)分析，可知閃蒸溫度減小與閃蒸壓力增大有利于減小凝析油穩(wěn)定工藝比?損。

由于交互項(xiàng)X1X3、X2X3和二次項(xiàng)X12 對(duì)結(jié)果影響不顯著，為便于方程求解，在原擬合方程的基礎(chǔ)上去掉不顯著項(xiàng)，見式(2)。

利用Design Expert軟件優(yōu)化程序?qū)δＰ蛢?yōu)化求解，得到最佳參數(shù)組合，閃蒸溫度取25 °C，閃蒸壓力取1.05 MPa，凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度取90 °C，此時(shí)模型預(yù)測(cè)的最小比?損為215.438 kJ/kg。

3.3 凝析油穩(wěn)定工藝廢棄有效能回收利用

閃蒸分離器產(chǎn)生的閃蒸氣、凝析油緩沖罐頂及凝析油穩(wěn)定塔頂排放的不凝氣氣量較大，不能完全自耗，進(jìn)入火炬放空燃燒造成資源浪費(fèi)且不環(huán)保，對(duì)其工藝進(jìn)行改造，回收這部分廢棄的有效能。利用閃蒸氣高壓回收工藝原理[18]，增設(shè)閃蒸氣回收一體化裝置，回收閃蒸氣、不凝氣作為原料氣。圖11 為閃蒸氣回收一體化裝置示意。由圖11 可知，對(duì)閃蒸分離器閃蒸氣和凝析油穩(wěn)定塔塔頂氣管線進(jìn)行改造，引出一路接入閃蒸氣回收裝置，經(jīng)閃蒸氣回收裝置處理后的天然氣接入清管區(qū)預(yù)留管口。將其作為原料氣回收利用，可回收有效能約28121.91 kJ/h，實(shí)現(xiàn)了閃蒸不凝氣的循環(huán)利用。

圖11 閃蒸氣回收一體化裝置Fig. 11 Flash vapor recovery integrated device

3.4 優(yōu)化前后比較分析

根據(jù)工藝優(yōu)化分析，調(diào)整閃蒸分離器，使其在操作溫度25 °C，操作壓力1.05 MPa下進(jìn)行油、氣、水三相分離；而后凝液降壓至0.47 MPa，凝析油換熱至45 °C后進(jìn)入凝析油緩沖罐，分離出不凝氣體。未穩(wěn)定凝析油和穩(wěn)定凝析油再次換熱至60 °C后進(jìn)入穩(wěn)定塔，在塔底加熱至90 °C，將塔壓力控制在0.35 MPa，最后得到穩(wěn)定凝析油產(chǎn)品。

優(yōu)化前后比較分析見表5 和表6。由表5 和表6可知，通過優(yōu)化有效地減少了凝析油穩(wěn)定工藝中不可逆過程有效能損失108100.50~113406.29 kJ/h，有效回收廢棄有效能28121.89~39537.34 kJ/h。其中凝液換熱器和凝析油穩(wěn)定塔的優(yōu)化效果最佳，閃蒸分離器和凝析油后冷器?效率提高最多，分別提高了約12%和34%。優(yōu)化后系統(tǒng)綜合能耗整體降低了4375.67~4437.05 MJ/d，同時(shí)C3+回收率和穩(wěn)定凝析油產(chǎn)量也有所增長(zhǎng)。優(yōu)化后不僅能量利用情況得到改善，同時(shí)穩(wěn)定凝析油產(chǎn)品質(zhì)量也有所提升。

表5 優(yōu)化前后凝析油穩(wěn)定工藝?損失對(duì)比Table 5 Comparison of condensate stabilization process exergy loss before and after optimization

表 6 優(yōu)化前后總輸出?、綜合能耗、回收率、凝析油產(chǎn)量對(duì)比Table 6 Comparison of total exergy output, comprehensive energy consumption, recovery rate and condensate output before and after optimization

4 結(jié)論

本文通過建立?分析熱力學(xué)模型，模擬凝析油穩(wěn)定工藝過程中能量的轉(zhuǎn)換和傳遞過程，建立了凝析油穩(wěn)定工藝?計(jì)算模型。從有效能的損耗路徑出發(fā)，采用響應(yīng)面工藝參數(shù)優(yōu)化來降低有效能的損耗，并采用閃蒸不凝氣回收工藝將廢棄的有效能回收利用，從而實(shí)現(xiàn)凝析油穩(wěn)定系統(tǒng)節(jié)能降耗的目的。得到結(jié)論如下。

（1）工藝整體?損大，?效率低，工藝中的擁?yè)p主要集中在凝液換熱器、閃蒸分離器和凝析油穩(wěn)定塔，三者?損之和約占工藝各設(shè)備總?損的95%，優(yōu)化空間大。

（2）凝析油穩(wěn)定工藝敏感性因素為閃蒸溫度、閃蒸壓力和凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度，經(jīng)單因素分析確定其工藝參數(shù)優(yōu)化范圍；采用BBD方法，以比?損為響應(yīng)值設(shè)計(jì)三因素三水平響應(yīng)面試驗(yàn)，利用Design Expert軟件優(yōu)化求解，得到最佳閃蒸溫度為25 °C，閃蒸壓力為1.05 MPa，凝析油穩(wěn)定塔重沸器溫度為90 °C，此時(shí)模型預(yù)測(cè)的最小比?損為215.438 kJ/kg。

（3）增設(shè)閃蒸氣回收一體化裝置，可回收有效能約28121.91 kJ/h，實(shí)現(xiàn)閃蒸不凝氣的循環(huán)利用。

（4）該優(yōu)化過程有效減少凝析油穩(wěn)定工藝中不可逆過程有效能損失108100.50~113406.29 kJ/h，回收廢棄有效能28121.89~39537.34 kJ/h。系統(tǒng)綜合能耗整體降低4375.67~4437.05 MJ/d。優(yōu)化后不僅能量利用情況得到改善，同時(shí)穩(wěn)定凝析油產(chǎn)品質(zhì)量也有所提升。