張濤 馬國光 冷南江 彭豪 熊祚帥 雷洋 陳玉婷

油氣藏地質及開發(fā)工程國家重點實驗室·西南石油大學

該油田區(qū)塊為縫洞型碳酸鹽巖油藏，氮氣對此具有巨大的驅替潛能，因此，建立了大型集中制氮注氮流程來提高原油采收率。

近年來，國內(nèi)學者采用過程模擬軟件對深冷制氮工藝進行仿真研究。劉波[1]利用HYSYS軟件對某深冷空分制氮流程進行建模，通過對膨脹機出口溫度、進塔空氣溫度等運行參數(shù)進行優(yōu)化，使得氮生產(chǎn)效率提升；李蘇巧[2]利用HYSYS軟件對18 000 m3/h單塔單冷凝蒸發(fā)器制氮流程進行穩(wěn)態(tài)模擬，并對流程進行優(yōu)化設計；蔡高輝[3]針對深冷精餾空分工藝的壓縮機單元、預冷單元和精餾單元進行了理論節(jié)能分析；熊杰等[4]利用ASPEN PLUS軟件對某深冷空分系統(tǒng)進行模擬，以經(jīng)濟性能最優(yōu)為目標，確定了精餾塔的操作參數(shù)；樓紅楓[5]對某20 000 m3/h深冷空分流程進行模擬及動態(tài)分析研究，分別考查了上下塔在回流、進料等擾動因素下工藝參數(shù)的變化。

通過文獻調研發(fā)現(xiàn)，對于深冷空分制氮流程，常通過過程模擬軟件進行仿真模擬，對流程各操作參數(shù)進行研究，優(yōu)化選取關鍵運行參數(shù)，這種單因素優(yōu)化方式未考慮到各因素間的相互影響關系，而多因素分析法能克服這個缺陷。響應面分析法是一種多變量控制優(yōu)化方法，通過對實驗數(shù)組進行分析，采用多元回歸方程來擬合出變量與響應值之間的函數(shù)關系，進而在指定目標條件下進行尋優(yōu)。本研究利用中心復合旋轉設計(central composite rotation design，CCRD)響應面法來獲取該制氮流程的最優(yōu)工藝參數(shù)組合，具有一定的參考價值。

1 深冷空分制氮工藝流程

該制氮工藝為雙塔雙冷凝器雙正流膨脹工藝，具有處理量大、設備多、氮提取率高及能耗低等特點。完整流程如圖1所示，干燥空氣(965 kPa，15 ℃)分成3股物流進入主換熱器：約85%的空氣直接進冷箱主換熱器被反流氣體冷卻至飽和狀態(tài)(945 kPa，-165.5 ℃)后，進入精餾下塔參與精餾；一小股空氣去拉赫曼氣膨脹機組的增壓端，增壓冷卻后進入主換熱器冷卻到-154 ℃去膨脹端，膨脹至540 kPa進入上塔塔底；另一小股空氣去制冷循環(huán)膨脹機組，經(jīng)增壓-冷卻-膨脹至125 kPa后返回主換熱器復熱，再去空氣增壓單元，構成制冷循環(huán)。制冷循環(huán)氣與空氣混合后經(jīng)增壓脫水后重新進入深冷空分單元。獲得的氮氣產(chǎn)品經(jīng)增壓后進入氮氣管網(wǎng)。

精餾下塔塔頂出口可獲得較高壓力的氮氣和液氮，塔底獲得氧摩爾分數(shù)約31%的液空，少量液氮和液空經(jīng)過冷節(jié)流后去上塔參與精餾；精餾上塔塔頂處可獲得較低壓力的氮氣和少量液氮，塔底的一級冷凝蒸發(fā)器中獲得氧摩爾分數(shù)約48%的富氧液空，抽取部分富氧液空，經(jīng)節(jié)流后去上塔塔頂二級冷凝蒸發(fā)器的蒸發(fā)側，為上塔塔頂?shù)牡獨饫淠峁├湓碵6]。

1.1 原料氣概況

該流程空氣處理量為30 483.3 m3/h，進冷箱壓力為965 kPa，溫度為15 ℃。

表1 經(jīng)預處理后的空氣組成%組分摩爾分數(shù)組分摩爾分數(shù)N278.200 0He0.000 5O220.880 0CO20.000 0Ar0.917 2CH40.000 5Ne0.001 8H2O0.000 0

1.2 生產(chǎn)運行參數(shù)

生產(chǎn)運行參數(shù)如表2所列。

表2 生產(chǎn)運行參數(shù)項目數(shù)據(jù)項目數(shù)據(jù)產(chǎn)品壓力/MPa3下塔回流比2.3空氣處理量/( m3·h-1)30 483.3下塔所得氮氣出裝置壓力/kPa900上塔進料液氮溫度/℃-178.5制冷循環(huán)氣比例/%2.5上塔進料液空溫度/℃-174.7拉赫曼氣比例/%12上塔分離壓力/kPa540氮氣產(chǎn)量/( m3·h-1)16 905上塔回流比1.7氮氣中氧摩爾分數(shù)/%0.000 26上塔所得氮氣出裝置壓力/kPa500氮收率/%70.92下塔進料溫度/℃-165.5比功耗/(kW·h·m-3)0.374 5下塔塔頂?shù)獨馊饬?(m3·h-1)8 517.1一級溫差/℃2.0下塔分離壓力/kPa935二級溫差/℃4.7制冷循環(huán)膨脹機組膨脹端進口溫度/℃-90制冷循環(huán)膨脹機組膨脹端出口溫度/℃-168.1拉赫曼氣膨脹機組膨脹端進口溫度/℃-154拉赫曼氣膨脹機組膨脹端出口溫度/℃-173.9制冷循環(huán)膨脹機組膨脹端等熵效率/%75拉赫曼氣膨脹機組膨脹端等熵效率/%85上塔塔板數(shù)/塊30下塔塔板數(shù)/塊30空氣壓縮機效率/%75主/副換熱器壓降/kPa10/50.9 MPa氮氣產(chǎn)品中氧摩爾分數(shù)/%0.000 30.5 MPa氮氣產(chǎn)品中氧摩爾分數(shù)/%0.000 225

主要設備的設計參數(shù)見表3。

表3 主要設備的設計參數(shù)名稱數(shù)據(jù)名稱數(shù)據(jù)空氣處理量/(m3·h-1)20 000～36 000上塔分離壓力/kPa350～580下塔進料溫度/℃-169～-162上塔回流比1.2～2.1下塔分離壓力/kPa850～1 150制冷循環(huán)氣比例/%1～20下塔回流比1.5～3.0拉赫曼氣比例/%8～16上塔進料液空溫度/℃-185～-170氮收率/%72～80上塔進料液氮溫度/℃-181～-173比功耗/(kW·h·m-3)0.33～0.36

對比表2和表3可以看出，生產(chǎn)運行參數(shù)是處在設計區(qū)內(nèi)的，但比功耗和氮收率均未達標。因此，該流程在參數(shù)上可進一步優(yōu)化。

1.3 工藝仿真流程

HYSYS仿真流程圖見圖2，在HYSYS物性方法和模型介紹中，空氣分離推薦使用PRSV方程、SRK方程和PR方程，使用PR方程的下塔計算結果與實際運行參數(shù)已經(jīng)十分接近，但上塔的計算結果與實際尚有偏差，林德、杭氧、開空公司有使用PRSV方程進行深冷空分工藝流程模擬設計的先例，結果表明,上下塔計算結果與實際運行參數(shù)十分吻合。綜上所述，本研究物性計算方法為PRSV方程。

主要設備包括增壓膨脹機、LNG換熱器、精餾塔、冷凝蒸發(fā)器、調壓閥等。精餾下塔選用冷凝吸收塔模塊，精餾上塔選用精餾塔模塊，下塔塔頂與上塔塔底通過能流連接模擬一級冷凝蒸發(fā)器運行情況，上塔塔頂與上塔塔頂換熱器通過能流連接模擬二級冷凝蒸發(fā)器運行情況，冷凝蒸發(fā)器的冷凝側與蒸發(fā)側處于傳熱平衡狀態(tài)。

其中，ADJ-1模塊是控制制冷膨脹機組膨脹端的等熵效率為75%，ADJ-2模塊是控制拉赫曼氣膨脹機組膨脹端的等熵效率為85%，SET-1模塊是控制下塔所產(chǎn)液空進副換熱器溫度與上塔所產(chǎn)氮氣過副換熱器后溫度的差值為3 ℃。

2 深冷空分制氮工藝關鍵參數(shù)的單因素分析

通過對流程的分析，找出了對工藝比功耗、收率影響較大的6個自變量因素：下塔分離壓力、下塔回流比、上塔進料液空溫度、上塔分離壓力、上塔回流比和制冷循環(huán)氣比例。

2.1 下塔分離壓力對流程的影響

根據(jù)物料平衡方程、能量平衡方程和過冷節(jié)流閥的J-T效應，上下塔的壓差是冷凝蒸發(fā)器換熱溫差的決定性因素。下塔分離壓力對流程的影響如圖3和圖4所示。

以冷凝蒸發(fā)器最小溫差≥2 ℃為選值依據(jù)[7]，將下塔分離壓力的優(yōu)化選值區(qū)間定為900～1 100 kPa。

2.2 下塔回流比對流程的影響

操作中改變下塔回流比的大小，可以滿足產(chǎn)品的純度要求。當塔頂餾分中重組分含量增加，常采用增加回流液的方法吸收重組分，以使產(chǎn)品雜質含量降低，但同時損失了塔的生產(chǎn)能力，使單位產(chǎn)品綜合能耗增加[8]。下塔回流比對流程的影響如圖5和圖6所示。

同理可得，下塔回流比的優(yōu)化選值區(qū)間定為1.8～2.8。

2.3 上塔進料液空溫度對流程的影響

上塔進料液空溫度對上塔精餾和冷凝蒸發(fā)器傳熱效果影響較大，上塔進料液空溫度對流程的影響如圖7和圖8所示。

同理可得，將上塔進料液空溫度的優(yōu)化選值范圍定為-180～-170 ℃。

2.4 上塔分離壓力對流程的影響

在流程中，上塔應盡可能處在較低壓力工況下，使得氮氣產(chǎn)量增加、純度提高，下塔工作壓力隨之降低，使單位產(chǎn)品比功耗減小，上塔還兼顧為壓力塔，其分離壓力受到二級冷凝蒸發(fā)器的約束[9]。上塔分離壓力對流程的影響如圖9和圖10所示。

同理可得，上塔分離壓力的優(yōu)化選值范圍定為380～540 kPa。

2.5 上塔回流比對流程的影響

當精餾段的輕組分下到提餾段造成塔下部溫度降低時，可以適當減少回流比以提升冷凝蒸發(fā)器的蒸發(fā)側溫度，減小換熱溫差[10]。上塔回流比對流程的影響如圖11和圖12所示。

同理可得，上塔回流比的優(yōu)化選值范圍定為1.5～1.9。

2.6 制冷循環(huán)氣比例對流程的影響

制冷循環(huán)氣膨脹比大，則溫降大，小氣量即可產(chǎn)生富裕冷量，是調節(jié)深冷單元制冷量的重要組成部分，其作用包括降低空氣進塔前溫度、增加主換熱器的冷量輸入、補充提取液氮的冷量損失等，不參與上下塔的精餾過程。制冷循環(huán)氣比例對流程的影響如圖13和圖14所示。

同理可得，制冷循環(huán)氣比例的優(yōu)化選值范圍定為2.5%～15.0%。

3 基于CCRD響應面分析法的深冷制氮工藝優(yōu)化研究

3.1 實驗設計

本次設計利用Design-Expert 8.0.6軟件對選定的深冷制氮工藝進行響應面優(yōu)化分析研究。為確保實驗結果的可靠性和實驗數(shù)組的可操作性，選擇CCRD作為實驗設計方法。

將下塔分離壓力、下塔回流比、上塔進料液空溫度、上塔分離壓力、上塔回流比、制冷循環(huán)氣比例6個設計變量分別視為A、B、C、D、E、F6個因素，并劃分為表4中的5個編碼水平。

表4 實驗因素與水平編碼水平影響因素A/kPaBC/℃D/kPaEF/%-1.565 08(z-r)9001.8-1803801.52.5-1(z-1)936.1061.981-178.195408.8851.5724.7570(z0)1 0002.3-1754601.78.751(z1)1 063.8902.619-171.805511.1151.82812.743+1.565 08(zr)1 1002.8-1705401.915

CCRD響應面設計法的實驗設計見表5，工藝流程的比功耗、氮收率、一級冷凝蒸發(fā)器最小溫差(簡稱一級溫差)、二級冷凝蒸發(fā)器最小溫差(簡稱二級溫差)為響應值，分別設為W、X、Y、Z。

表5 實驗設計結果序號因素響應值A/kPaBC/℃D/kPaEF/%WX/%Y/℃Z/℃19362.62-178.25111.574.760.394 466.243.146.4721 0642.62-171.85111.574.760.405 567.624.976.1531 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.7249361.98-171.84091.834.760.377 369.485.743.0151 0641.98-178.24091.5712.740.421 563.767.723.3869362.62-178.24091.834.760.408 863.046.423.9671 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.7281 0642.62-171.84091.834.760.420 864.288.303.6799361.98-178.24091.574.760.373 170.595.603.16101 0641.98-171.84091.574.760.384 371.877.422.85111 0642.62-171.85111.8312.740.452 658.675.356.51121 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.72131 0641.98-171.84091.8312.740.426 862.697.863.25141 0002.3-175.05401.78.750.411 564.273.307.01151 0002.3-175.04601.72.50.410 064.575.905.70169361.98-171.85111.574.760.365 572.732.315.45171 0001.8-175.04601.78.750.411 663.855.555.34189002.3-175.04601.78.750.394 664.923.804.76191 0002.3-180.04601.78.750.441 558.726.066.10201 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.72211 0002.3-170.04601.78.750.433 160.255.915.72221 0641.98-178.25111.8312.740.435 261.085.096.52239362.62-178.25111.8312.740.439 857.493.496.81241 1002.3-175.04601.78.750.427 763.647.065.11251 0642.62-178.24091.8312.740.463 856.818.514.18261 0641.98-171.85111.834.760.396 668.814.846.03271 0641.98-171.85111.5712.740.412 865.594.475.70281 0002.3-175.04601.7150.459 256.015.935.71291 0641.98-178.24091.834.760.404 466.968.033.67301 0002.8-175.04601.78.750.450 657.616.165.97311 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.72321 0002.3-175.03801.78.750.409 964.587.942.49339361.98-178.25111.5712.740.400 464.472.645.99341 0002.3-175.04601.58.750.420 862.645.675.48351 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.72361 0642.62-171.84091.5712.740.435 861.687.983.37371 0642.62-178.25111.5712.740.446 759.695.246.70381 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.72399362.62-171.85111.834.760.399 465.113.266.28409362.62-178.24091.5712.740.423 460.486.133.66411 0642.62-178.25111.834.760.430 962.285.526.97421 0641.98-178.25111.574.760.392 469.844.716.18439362.62-171.85111.5712.740.413 162.532.915.96449361.98-171.84091.5712.740.392 566.275.362.68459361.98-171.85111.8312.740.405 163.462.785.85461 0002.3-175.04601.98.750.444 658.196.115.91471 0642.62-178.24091.574.760.415 665.388.183.87489361.98-178.24091.8312.740.413 561.695.993.51499362.62-171.84091.8312.740.429 359.376.263.49509361.98-178.25111.834.760.384 667.662.986.30519362.62-171.84091.574.760.385 168.455.863.12521 0002.3-175.04601.78.750.433 160.255.915.72

3.2 模型方差分析

對于比功耗模型，其R2=0.997 7，RAdj2=0.995 2，Rpred2=0.990 9，預測準確性較高。相關系數(shù)接近于1，Rpred2-RAdj2<0.2，表明產(chǎn)品比功耗回歸模型的擬合情況良好，信噪比為 84.87，大于4，模型可信度高(見圖15)。

從圖15可以看出，實驗數(shù)據(jù)點基本分布在擬合曲線兩側，表示回歸模型所代表的定量關系準確。

從表6可以看出，BE、BC、AB對比功耗影響較大，利用Design Expert軟件繪制比功耗變化的等高線及三維圖，同時考慮BE、BC、AB對氮收率的影響，結果如圖16～圖21所示。

表6 比功耗回歸模型分析方差來源平方和自由度均方F/%P顯著性模型0.026279.598×10-4389.78<0.000 1極顯著A4.174×10-314.174×10-31 695.03<0.000 1極顯著B5.249×10-315.249×10-32 131.43<0.000 1極顯著C6.890×10-416.890×10-4279.80<0.000 1極顯著D7.197×10-817.197×10-80.0290.865 7E1.889×10-311.889×10-3766.99<0.000 1極顯著F8.216×10-318.216×10-33 336.63<0.000 1極顯著AB8.256×10-618.256×10-63.350.079 5AC6.079×10-716.079×10-70.250.623 8AD8.160×10-918.160×10-93.314×10-30.954 6AE1.287×10-611.287×10-60.520.476 7AF8.163×10-618.163×10-63.310.081 1BC9.521×10-619.521×10-63.870.060 9BD1.049×10-811.049×10-84.259×10-30.948 5BE1.883×10-511.883×10-57.640.010 8顯著BF6.680×10-616.680×10-62.710.112 6CD8.643×10-818.643×10-80.0350.853 0CE3.676×10-913.676×10-91.493×10-30.969 5CF1.350×10-611.350×10-60.550.466 2DE7.085×10-1017.085×10-102.877×10-40.986 6DF1.176×10-911.176×10-94.776×10-40.982 7EF5.119×10-615.119×10-62.080.162 3A21.375×10-311.375×10-3558.55<0.000 1極顯著B24.890×10-514.890×10-519.860.000 2極顯著

續(xù)表6方差來源平方和自由度均方F/%P顯著性C25.953×10-615.953×10-62.420.133 1D21.429×10-311.429×10-3580.27<0.000 1極顯著E22.110×10-512.110×10-58.570.007 4極顯著F22.551×10-612.551×10-61.040.319 0殘差5.910×10-5242.462×10-6總和0.02651

從圖16～圖21可以看出在DE、BE和AE項交互影響下的比功耗與氮收率變化情況。以交互作用影響最大的BE項為例，當其他因素處于中心水平，且下塔回流比為一定值時，比功耗隨上塔回流比的增加而增加，氮收率隨上塔回流比的增加而降低；而上塔回流比為一定值時，比功耗隨下塔回流比的增加而增加，氮收率隨下塔回流比的增加而降低。

3.3 多變量約束最優(yōu)化參數(shù)與模擬結果

流程第一次多變量約束最優(yōu)化預測結果見表7。從表7可以看出，操作參數(shù)控制在原定優(yōu)化選值區(qū)間內(nèi)時，所得冷凝蒸發(fā)器溫差高于2 ℃，表明流程是可行的，但最小溫差還可進一步降低，通過減小冷凝蒸發(fā)器最小溫差，使得上下塔的壓差減小，從而減小空壓機或氮壓機的能耗，降低產(chǎn)品比功耗?？紤]到一級塔分離壓力達到原定范圍下限，二級塔分離壓力還在原定范圍內(nèi)，在二次優(yōu)化時，放寬下塔分離壓力的下限至860 kPa，獲得最終優(yōu)化結果,見表8。

表7 流程第一次優(yōu)化預測結果序號因素響應值ABCDEFWXYZ期望值1900.02.24-170.9439.81.502.600.350 477.453.383.000.9402900.02.24-170.7446.61.512.500.352 377.063.233.250.9323910.02.26-170.4424.11.502.500.353 477.134.072.600.9294900.02.26-175.2421.31.503.010.351 576.514.072.600.9295900.02.25-174.0422.51.513.780.353 776.014.022.600.9286900.02.26-174.7421.51.514.150.356 275.334.102.650.9257915.52.27-170.5421.11.502.500.356 476.634.312.600.9178903.32.24-176.9416.61.502.550.352 376.324.352.600.9129900.02.27-176.1414.81.564.530.360 374.114.442.600.91010900.02.21-170.3419.81.637.630.370 072.004.222.600.907

表8 最佳參數(shù)組合下塔分離壓力/kPa下塔回流比上塔進料液空溫度/℃上塔分離壓力/kPa上塔回流比制冷循環(huán)氣比例/%863.92.14-171.3434.31.502.5

4 優(yōu)化參數(shù)在裝置上的應用

該深冷空分制氮工藝采用表8的最佳參數(shù)組合實施參數(shù)調整，結果見表9。由表9可知：通過多因素參數(shù)優(yōu)化，氮氣產(chǎn)量從16 905 m3/h 增加到18 541 m3/h，提高了9.68%；氮氣中氧摩爾分數(shù)從0.000 26%下降到0.000 24%，降低了7.7%；氮收率從70.92%上升到77.75%，增加了9.63%；比功耗從0.374 5 kW·h/m3下降到0.345 7 kW·h/m3，減少了7.69%。由此可以看出，其優(yōu)化效果明顯。

表9 深冷空分制氮工藝新參數(shù)使用效果流程及工況原運行參數(shù)優(yōu)化后運行參數(shù)產(chǎn)品壓力/MPa0.9/0.50.9/0.5空氣處理量/( m3·h-1)30 483.330 483.3下塔分離壓力/kPa935.0863.9下塔回流比2.302.14上塔進料液空溫度/℃-174.7-171.3上塔分離壓力/kPa540.0434.3上塔回流比1.71.5制冷循環(huán)氣比例/%2.52.5氮氣產(chǎn)量/( m3·h-1)16 90518 541氮氣中氧摩爾分數(shù)/%0.000 260.000 24氮收率/%70.9277.75比功耗/(kW·h·m-3)0.374 50.345 7一級溫差/℃2.02.8二級溫差/℃4.72.0

5 結論

(1) 通過HYSYS軟件對該油田深冷空分制氮工藝進行模擬，得到工藝關鍵運行參數(shù)優(yōu)化取值范圍，其中下塔分離壓力為900～1 100 kPa，下塔回流比為1.8～2.8，上塔進料液空溫度為-180～-170 ℃，上塔分離壓力為380～540 kPa，上塔回流比為1.5～1.9，制冷循環(huán)氣比例為2.5%～15.0%。

(2) 將響應面多因素參數(shù)優(yōu)化的結果用于實際裝置中，與原運行參數(shù)下的工況相比，優(yōu)化運行參數(shù)下的工況在氮氣產(chǎn)量、氮氣中氧含量、氮收率和比功耗指標上取得了7%～10%的提升效果。