藺錫鈺,吳昊,沈本賢,凌昊
(華東理工大學(xué)化學(xué)工程聯(lián)合國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海200237)
分壁式精餾塔(divided-wall column,DWC)也叫全熱耦合精餾塔,可以高純度地分離三組分和四組分混合物,相比常規(guī)兩塔和三塔的分離方式可以節(jié)省能耗30%以上[1]。在常規(guī)的兩塔分離三組分混合物(A,B,C)的直接序列(DS)過程中,輕組分A 在第1 個精餾塔塔頂餾出,中間組分B 和重組分C 在塔底餾出。在多數(shù)三組分混合物的分離過程中,中間組分B 會在第1 個精餾塔靠近塔釜的塔板上濃度達(dá)到最大值,然后逐漸下降。這一熱力學(xué)損失現(xiàn)象在常規(guī)的精餾塔分離三組分混合物的過程中無法避免,DWC 是解決這一問題的良好途徑[2-4]。
目前,關(guān)于分離三組分的分壁式精餾塔的研究非常廣泛,國外工業(yè)應(yīng)用也趨于成熟。Skogestad 等首次對DWC 的動態(tài)控制進(jìn)行了研究,提出了以分液比作為調(diào)控變量的四點(diǎn)控制法[5];通過研究恒定相對揮發(fā)度的虛擬系統(tǒng),發(fā)現(xiàn)在預(yù)分餾塔中應(yīng)盡量避免重組分從塔頂移出[6]。Abdul 等[7]在研究相同體系中首次使用溫度代替組分作為控制變量,提出溫度控制結(jié)構(gòu)。Serra 等[8]研究了3 個具有不同相對揮發(fā)度的系統(tǒng),比較PID 和動態(tài)矩陣控制,發(fā)現(xiàn)PID控制能提供更好的動態(tài)控制。Ling 等[9-11]以苯、甲苯和二甲苯三元體系作為研究對象,使用Aspen Plus 構(gòu)建嚴(yán)格精餾模型,利用4 個精餾模塊模擬DWC,分別采用組分控制、溫度控制和溫差控制結(jié)構(gòu)對DWC 進(jìn)行測試,發(fā)現(xiàn)組分控制可以很好地應(yīng)對組分組成和進(jìn)料流量組成波動。許錫恩等[12]對三相熱耦合精餾過程進(jìn)行了模擬,并對具有雙液相的精餾過程的數(shù)學(xué)模型予以修正。袁希鋼等[13-14]針對熱耦合精餾所需塔段數(shù)目以及冷凝器和再沸器數(shù)目的不確定性,提出了分解求解策略和編碼表達(dá)法,使流程結(jié)構(gòu)的描述和優(yōu)化變得更加簡便。曲平等[15]以丁二烯分離裝置為對象,對熱耦合精餾用于非理想的操作特性和節(jié)能效果進(jìn)行了模擬和研究。孫蘭義等對分壁精餾塔反應(yīng)精餾水解醋酸甲酯的控制及空分應(yīng)用性能做了詳細(xì)的研究[16-18],最近在反應(yīng)精餾塔的設(shè)計(jì)和應(yīng)用取得了很多成績[19-20]。裘兆蓉等[21-23]對分壁精餾塔開展了大量的穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)和模擬研究,采用分壁精餾塔分離裂解汽油、萃取精餾制無水乙醇和無水叔丁醇均取得了滿意的效果。Huang等[24-26]近幾年對分壁精餾塔操作過程的“黑洞”現(xiàn)象、溫度和溫差過程控制也開展了大量研究,取得了諸多成果。楊劍等[27]通過串聯(lián)常規(guī)塔和分壁精餾塔實(shí)現(xiàn)了芳烴四組分混合物的高純度分離,并實(shí)現(xiàn)了組分控制結(jié)構(gòu)對進(jìn)料流量和組成10%波動的平穩(wěn)控制。
雖然上述方法很好地解決了三組分分壁精餾塔分離過程的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)問題,然而針對更為復(fù)雜的四元混合物的分壁精餾塔精餾體系的工作尚需進(jìn)一步研究。1987年Kaibel[28]提出在單個分壁精餾塔(Kaibel divided-wall column,KDWC)中可以實(shí)現(xiàn)四組分混合物的清晰分割,但在隨后的20 多年來很少有文獻(xiàn)報(bào)道。Skogestad 課題組[29-32]首次采用Matlab 研究了非嚴(yán)格精餾模型的四組分分壁精餾塔的分離過程的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)過程,開創(chuàng)了此方面學(xué)術(shù)研究的先河。KDWC 用于設(shè)計(jì)和操作使用的有5 個自由度,分別是:回流量R,再沸器負(fù)荷QR,上側(cè)線流量S1,下側(cè)線流量S2和分液比βL。這5 個可以控制的自由度可以用來操控5 個變量,其中4 個產(chǎn)品的濃度是必須要被控制的,而第5 個自由度βL可以實(shí)現(xiàn)能耗優(yōu)化目的。通過對甲醇、乙醇、丙醇和正丁醇的模擬和24 塊理論板(高8 m,直徑50 mm)的小試實(shí)驗(yàn),他們發(fā)現(xiàn)4×4 的PID 溫度控制回路的各溫度點(diǎn)和Matlab 模擬溫度接近,實(shí)現(xiàn)了KDWC 的平穩(wěn)控制,但側(cè)線產(chǎn)品純度最高僅達(dá)到88%(摩爾分?jǐn)?shù)),無法達(dá)到高純度分離的要求。在模擬方面,該課題組研究發(fā)現(xiàn)分氣比βV對于能耗的影響是十分敏感的,在他們的研究中,常用βV代替βL作為一個潛在的自由度。Dejanovi? 等[33]對KDWC 分離多組分混合物進(jìn)行模擬研究,將十五組分芳烴混合物分離成4 種給定的產(chǎn)品組成,模擬結(jié)果顯示可以節(jié)省年總投資(TAC)40.1%。此外,Akzo Nobel 公司的Kiss 等[34]進(jìn)行了正戊烷-苯-甲苯-二甲苯-均三甲苯體系的分離研究,分離目標(biāo)為99.5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))以上。
本文研究KDWC 分離苯-甲苯-二甲苯-均三甲苯(BTXH;benzene,B;toluene,T;o-xylene,X;1,3,5-trimethylbenzene,H)四組分混合物的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)分離過程。首先,通過Aspen Plus 中的RadFrac模塊建立了KDWC 的穩(wěn)態(tài)嚴(yán)格精餾模型,通過經(jīng)濟(jì)優(yōu)化獲得了優(yōu)化的塔體結(jié)構(gòu);隨后考察了17 種進(jìn)料組成、不同βV和βL以及KDWC 內(nèi)部關(guān)鍵塔板的氣液相組成的關(guān)系,獲得了KDWC 的穩(wěn)態(tài)分離的初步規(guī)律;最后建立了KDWC 的濃度控制模型,考察±10%的流量和進(jìn)料組成波動時控制效果。
以BTXH 四組分混合物作為研究對象,其沸點(diǎn)分別為353、385、419 和437 K,相對揮發(fā)度αB/αT/αX/αH約為17.0/6.51/2.76/1。進(jìn)料流量為1 kmol·s-1,進(jìn)料溫度為351 K,四組分混合物等摩爾進(jìn)料。產(chǎn)品純度要求為99%(摩爾分?jǐn)?shù))。物性方法為Chao-Seader。采用Aspen Plus 中的RadFrac模塊,KDWC 是利用一個提餾塔(只有一個再沸器),兩個平行的吸收塔(無再沸器和冷凝器)和一個精餾塔(只有一個冷凝器)搭建而成。與以往分離三組分混合物的DWC 相比,KDWC 多了一個側(cè)線抽出。
圖1是以最小年總投資(TAC)為目標(biāo)優(yōu)化得到的最優(yōu)塔體結(jié)構(gòu)。年總投資(TAC)同時考慮到了能耗與設(shè)備投資這兩方面因素[35]。可以用來優(yōu)化年總投資(TAC)的變量有:四段塔的塔板數(shù)、進(jìn)料位置、兩條側(cè)線的出料位置、分液比βL和分氣比βV。在KDWC 中,隔板左側(cè)的預(yù)分餾段塔板數(shù)與隔板右側(cè)的側(cè)線出料段塔板數(shù)相同。
圖1中模擬塔頂壓力為101325 Pa(1 atm),板壓降設(shè)定為689 Pa(0.0068 atm)。優(yōu)化后的KDWC共83 塊理論板。在Aspen Plus 中,冷凝器為第1塊塔板,再沸器為第83 塊塔板。KDWC 精餾段是從第2 塊塔板到第11 塊塔板。預(yù)分餾段和側(cè)線出料段是從第12 塊塔板到第59 塊塔板。提餾段是從第60 塊塔板到第82 塊塔板。進(jìn)料位置在隔板預(yù)分餾側(cè)第30 塊板,上下側(cè)線的出料位置分別在隔板側(cè)線出料側(cè)第19、第34 塊板。操作參數(shù)為:回流比6.67,再沸器負(fù)荷69.93 MW,βL為0.257,βV為0.586。全塔直徑為10.8 m。而用常規(guī)精餾方法分離四組分至少需要3 個精餾塔,有兩種序列,即直接序列(DS)和間接序列(IS),本文使用直接序列分離流程與KDWC 進(jìn)行比較,流程如圖2所示。表1給出KDWC 結(jié)構(gòu)與常規(guī)三塔結(jié)構(gòu)能耗和經(jīng)濟(jì)對比 數(shù)據(jù)。從表1中可以看出,KDWC 較常規(guī)三塔流程可減小再沸器負(fù)荷QR28.5%,可減小冷凝器負(fù)荷QD30.6%,可降低TAC 約33.7%。
圖1 KDWC 的穩(wěn)態(tài)設(shè)計(jì)Fig.1 Steady state design of KDWC
表1 Kaibel 分壁精餾塔結(jié)構(gòu)與常規(guī)三塔結(jié)構(gòu)比較Table 1 Comparison of Kaibel divided-wall column structure and conventional DS three-column structure
圖2 直接序列常規(guī)三塔結(jié)構(gòu)Fig.2 Direct-separation sequence of conventional three-column structure
圖3為KDWC 的全塔塔板溫度變化曲線,其中虛線為主塔塔板溫度,實(shí)線為預(yù)分餾段塔板溫度。從圖3中可以看出,主塔的塔板溫度在第11 板至第48 板時溫度明顯高于預(yù)分餾段塔板溫度。其中在第30 塊板附近達(dá)到23℃左右,這一現(xiàn)象說明分隔壁兩端的溫差明顯,分隔壁在實(shí)際設(shè)計(jì)時應(yīng)考慮避免溫差過大導(dǎo)致分隔壁兩端的傳熱。
圖3 KDWC 的溫度分布曲線Fig.3 Temperature profiles in KDWC
圖4 KDWC 液相分布Fig.4 Composition profile in KDWC
圖4為KDWC 的液相組成分布。從圖4(a)可以看出:①甲苯的濃度變化較為復(fù)雜,實(shí)線的預(yù)分餾段中甲苯濃度xP,T從第12 塊塔板(預(yù)分餾段的 第1 塊塔板)到第29 塊塔板濃度逐漸降低,隨后到第33 塊塔板逐漸升高,然后逐漸降低,在第59 塊板時基本消失。在預(yù)分餾塔中xP,T濃度的變化自上而下呈現(xiàn)了一個從高→低→次高→消失的趨勢,這一趨勢為典型的返混現(xiàn)象,熱力學(xué)角度上導(dǎo)致了能量損失。此外,在預(yù)分餾塔底部(第59 塊板)甲苯基本消失,這就避免了甲苯從主塔的提餾段(60~82)進(jìn)入分隔壁的另一側(cè),保證了二甲苯的產(chǎn)品純度。②苯的濃度從塔頂?shù)降?0 塊板時呈持續(xù)下降趨勢,在主塔中苯濃度xM,B接近第20 塊板時已很低,預(yù)分餾段苯濃度xP,B接近第40 塊板時接近0,無返混現(xiàn)象。
從圖4(b)可以看出:①二甲苯的濃度變化也較為復(fù)雜,預(yù)分餾段中二甲苯濃度xP,X從第59 塊塔板(預(yù)分餾段的最后1 塊塔板)到第29 塊塔板濃度逐漸降低,隨后到第24 塊塔板逐漸升高,然后逐漸降低,在第12 塊板時基本消失。在預(yù)分餾塔中xP,X濃度的變化自下而上呈現(xiàn)了一個從高→低→次高→消失的趨勢,也存在導(dǎo)致能量損失的返混現(xiàn)象。此外,在預(yù)分餾塔頂部(第12 塊板)xP,X含量很低,這就避免了二甲苯從主塔的精餾段(2~11)進(jìn)入分隔壁的另一側(cè),保證了甲苯的產(chǎn)品純度。②均三甲苯的濃度從塔底到第20 塊板時呈持續(xù)下降趨勢,在主塔中均三甲苯濃度xM,H接近第40 塊板時已很低,預(yù)分餾段均三甲苯濃度xP,H接近第20 塊板時接近0,無返混現(xiàn)象。
從上述現(xiàn)象可以看出:KDWC 預(yù)分餾段塔頂氣相的重組分(均三甲苯)含量與在預(yù)分餾段塔底液相的輕組分(苯)含量均可忽略不計(jì),因此,預(yù)分餾段的作用是防止二甲苯通過預(yù)分餾段塔頂進(jìn)入側(cè)線出料段,除此以外,防止甲苯通過預(yù)分餾段塔底進(jìn)入側(cè)線出料段。而在模擬過程中發(fā)現(xiàn),預(yù)分餾段塔底甲苯的含量也非常低(摩爾分?jǐn)?shù)2.88×10-5%),這意味著只需利用分液比控制二甲苯在預(yù)分餾段塔頂?shù)暮?,就可以同時實(shí)現(xiàn)預(yù)分餾段的兩個主要作用。此外,預(yù)分餾段存在甲苯和二甲苯的返混現(xiàn)象,通過增加全塔的塔板數(shù)進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)甲苯的返混現(xiàn)象無法避免,而二甲苯的返混現(xiàn)象是可以避免的。其原因尚需進(jìn)一步考察。
在Kaibel 精餾塔中,分液比對能耗有很顯著的影響,合理利用和控制分液比非常重要。圖5為βL與能耗及預(yù)分餾段塔頂氣相中二甲苯含量yP12(摩爾分?jǐn)?shù))的組成關(guān)系。從圖5可以看出,控制yP12(摩爾分?jǐn)?shù))可以實(shí)現(xiàn)進(jìn)料組成波動時的能耗最小化。即當(dāng)進(jìn)料組成發(fā)生波動時,為了使能耗最小化,βL需要自發(fā)進(jìn)行調(diào)整以保證yP12(摩爾分?jǐn)?shù))在0.008%附近。圖5(a)為進(jìn)料中苯濃度波動時,能耗隨分液比的變化情況。在進(jìn)料組成未發(fā)生波動前,苯、甲苯、二甲苯和均三甲苯的含量分別為25%(摩爾分?jǐn)?shù))。進(jìn)料組成變化以苯為例,苯含量增加10%意味著苯含量從25%提升至27.5%。苯含量增加20%意味著苯含量從25%提升至30%。而其他3 個組分的含量隨之發(fā)生變化,但相互之間的比例保持不變,最終使四者總和為100%。圖5(a)上圖中,用星號標(biāo)注的為最優(yōu)βL對應(yīng)的最小能耗,從圖中可以發(fā)現(xiàn),能耗隨著進(jìn)料組成的變化而變化,苯含量增加分離能耗逐漸降低。圖5(a)下圖顯示了進(jìn)料中苯濃度波動時,yP12(摩爾分?jǐn)?shù))隨βL的變化情況。從上下兩圖中可以明顯地看出,預(yù)分餾段塔頂二甲苯含量為P12,Xy=0.0081 所對應(yīng)的βL,基本上與最優(yōu)能耗所對應(yīng)的βL相同。圖5(b)為進(jìn)料甲苯濃度發(fā)生變化的情況,yP12,X的變化規(guī)律與進(jìn)料組成中苯含量 變化類似,但體系的能耗隨著甲苯含量的增加呈現(xiàn)先下降后增加的趨勢。二甲苯和均三甲苯的變化也與苯和甲苯變化相似,文中省略相關(guān)圖表。
圖5 分液比對能耗及預(yù)分餾段塔頂氣相組成的影響Fig.5 Effect of liquid split ratio on energy consumption and prefractionator vapor composition
當(dāng)進(jìn)料組成和進(jìn)料流量發(fā)生波動時,控制的目的是保持產(chǎn)品純度的同時實(shí)現(xiàn)最優(yōu)能耗操作。本文采用傳統(tǒng)PID 控制結(jié)構(gòu),選擇控制雜質(zhì)的含量,即控制甲苯在塔頂?shù)暮繛镈Tx=0.01,控制二甲苯在塔底的含量為BXx=0.01,控制二甲苯在上側(cè)線的含量為S1Xx=0.008,控制均三甲苯在下側(cè)線的含量為xS2H=0.009。
4 個被控變量需要4 個控制參數(shù),有5 個可用的控制參數(shù):R、QR、S1、S2和βL。如前所述,分液比可用來控制yP12(摩爾分?jǐn)?shù))從而達(dá)到能量優(yōu)化的目的,因此需要建立βL→yP12,X的控制回路,即通過調(diào)節(jié)βL控制yP12保持在0.008 附近。其余4 個控制參數(shù)可以用來控制xDT、xBX、xS1X和xS2H。根據(jù)分壁精餾塔分離三組分的經(jīng)驗(yàn),采用R→xDT、QR→xBX、S1→xS1X和S2→xS2H進(jìn)行控制參數(shù)與控制變量配對。
圖6 組分控制回路Fig.6 Aspen Dynamic implementation of composition control
表2 組分控制回路中控制器調(diào)諧參數(shù)Table 2 Controller tuning parameters of composition control
按照上述控制思想在Aspen Dynamic 環(huán)境中進(jìn)行控制結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),圖6和圖7分別為控制流程圖和 控制面板。5 個組分控制回路均有一個5 min 時滯,通過以下的調(diào)諧方法進(jìn)行調(diào)諧。首先,進(jìn)行QR→xBX回路的調(diào)諧,其余4 個控制器調(diào)為手動模式,利用中繼-反饋測試找到最終的增益和周期,使用Tyreus-Luyben 的調(diào)諧方法進(jìn)行計(jì)算。隨后,將QR→xBX回路調(diào)為自動模式,其余仍為手動模式,用相同的方法進(jìn)行R→xDT回路的調(diào)諧。然后,將R→xDT回路和QR→xBX回路調(diào)為自動,對S1→xS1X回路和S2→xS2X回路的調(diào)諧,之前調(diào)諧過的3 個回路調(diào)為自動模式。最后,完成βL→yP12,x 回路調(diào)諧,表2為5 個控制回路的調(diào)諧參數(shù)。
圖8~圖12為組分控制結(jié)構(gòu)在進(jìn)料流量和進(jìn)料組成發(fā)生±10%波動時的動態(tài)控制結(jié)果。以圖8為例,進(jìn)料流量增加或減少10%從2 h 開始,從左到右分別為B、T、X 和H 的變化情況,圖中實(shí)線和虛線分別為流量減少10%和增加10%的控制結(jié)果。從圖中可以看出,采用的控制方案可以實(shí)現(xiàn)產(chǎn)物純度的平穩(wěn)控制,與其他3 個組分相比,二甲苯X 的濃度波動范圍最大,重組分H 的波動范圍最小。所有產(chǎn)品在10 h 左右純度達(dá)到設(shè)定值,說明組分控制結(jié)構(gòu)可以很好地控制進(jìn)料流量±10%的波動。
圖8 進(jìn)料流量波動±10%的控制結(jié)果Fig.8 Control results of ±10% feed flow rate disturbance
圖9 苯組分含量波動±10%的控制結(jié)果Fig.9 Control results of ±10% benzene disturbances
圖10 甲苯組分含量波動±10%的控制結(jié)果Fig.10 Control results of ±10% toluene disturbances
圖11 二甲苯組分含量波動±10%的控制結(jié)果Fig.11 Control results of ±10% o-xylene disturbances
圖12 均三甲苯組分含量波動±10%的控制結(jié)果Fig.12 Control results of ±10% heavy composition disturbances
圖9為進(jìn)料組成中苯發(fā)生±10%波動時的動態(tài) 控制結(jié)果。從圖中可以看出,B、T 和H 均得到很好的控制,產(chǎn)品純度可較快回歸到99%附近;S2中的二甲苯的純度經(jīng)過50 h,最終穩(wěn)定在98.7%(摩爾分?jǐn)?shù)),略有偏差。圖10為進(jìn)料組成中甲苯發(fā) 生±10%波動時的動態(tài)控制結(jié)果,與圖9類似,當(dāng)T-10%時4 個產(chǎn)品的純度均能得到很好的控制;當(dāng)T+10%時S2中的二甲苯經(jīng)過20 h 波動,最終穩(wěn)定在98.1%(摩爾分?jǐn)?shù))。圖11為進(jìn)料組成中二甲苯發(fā)生±10%波動時的動態(tài)控制結(jié)果,當(dāng)進(jìn)料X-10%時S2中的二甲苯含量經(jīng)過16 h 波動,最終穩(wěn)定在97.5%(摩爾分?jǐn)?shù))。圖12為進(jìn)料組成中重組分發(fā)生±10%波動時的動態(tài)控制結(jié)果,所有產(chǎn)品的純度均能得到良好控制。之所以二甲苯的含量在控制過程中出現(xiàn)少量偏差,其原因在于KDWC 與傳統(tǒng)的三組分DWC 相比自由度更多,兩個側(cè)線相互耦合,控制難度增大。若要實(shí)現(xiàn)更好的控制效果,還需進(jìn)一步深入研究。
分離芳烴四組分BTXH 的KDWC 穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果表明:優(yōu)化的塔體結(jié)構(gòu)下預(yù)分餾段存在二甲苯組分返混;實(shí)現(xiàn)四組分的清晰分割必須控制預(yù)分餾段頂部餾出的二甲苯含量和底部的甲苯含量。不同進(jìn)料組成穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果表明:控制預(yù)分餾段頂部餾出的二甲苯含量可實(shí)現(xiàn)KDWC 的能耗優(yōu)化的目標(biāo)?;谏鲜龇治觯贏spen Dynamic 環(huán)境下建立了KDWC 的5×5 組分濃度控制結(jié)構(gòu),控制結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)可很好地應(yīng)對進(jìn)料流量和組成發(fā)生±10%波動,二甲苯產(chǎn)品純度有時會略有偏差。
符 號 說 明
AC——塔頂冷凝器換熱面積,m2
AR——塔釜再沸器換熱面積,m2
D——塔的直徑,m
N——塔板數(shù)
NF——進(jìn)料板位置
NS——出料板位置
QD——塔頂冷凝器負(fù)荷,MW
QR——塔釜再沸器負(fù)荷,MW
R——分壁精餾塔回流比
S1——上側(cè)線流量,kmol·s-1
S2——下側(cè)線流量,kmol·s-1
α——相對揮發(fā)度
βL——分壁精餾塔分液比
βV——分壁精餾塔分氣比
下角標(biāo)
B——苯
H——均三甲苯
M——主塔
P——預(yù)分餾段
T——甲苯
X——二甲苯
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