反應(yīng)精餾隔壁塔生產(chǎn)乙酸正丁酯的優(yōu)化與控制

陳夢(mèng)琪，于娜，劉育良，李魯閩，孫蘭義

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反應(yīng)精餾隔壁塔生產(chǎn)乙酸正丁酯的優(yōu)化與控制

陳夢(mèng)琪，于娜，劉育良，李魯閩，孫蘭義

（中國(guó)石油大學(xué)（華東）重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島 266580）

對(duì)反應(yīng)精餾隔壁塔生產(chǎn)乙酸正丁酯過(guò)程進(jìn)行了模擬、優(yōu)化與控制的系統(tǒng)研究。利用Aspen Plus軟件模擬乙酸甲酯與正丁醇的酯交換反應(yīng)過(guò)程，以年總費(fèi)用（TAC）為目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行過(guò)程優(yōu)化，通過(guò)穩(wěn)態(tài)敏感性分析及相對(duì)增益矩陣（RGA）判據(jù)得到不同的操縱變量與控制變量匹配關(guān)系，以此為基礎(chǔ)，在Aspen Dynamics平臺(tái)建立了若干控制結(jié)構(gòu)并進(jìn)行分析對(duì)比。結(jié)果表明，利用兩股反應(yīng)物呈比例進(jìn)料可較為有效地抵抗進(jìn)料擾動(dòng)，最后提出的無(wú)再沸器熱負(fù)荷與混合物進(jìn)料量比值（r/）控制的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)CS3，在降低反應(yīng)精餾隔壁塔控制過(guò)程超調(diào)量方面有較大的優(yōu)越性。

反應(yīng)精餾隔壁塔；酯交換反應(yīng)；TAC；優(yōu)化；動(dòng)態(tài)仿真；控制

引 言

精餾過(guò)程能耗巨大，若能提高其能量利用率，將帶來(lái)巨大的經(jīng)濟(jì)效益與環(huán)境效益。反應(yīng)精餾是將化學(xué)反應(yīng)與產(chǎn)物分離耦合在一個(gè)塔的新型單元操作[1]，既可以提高反應(yīng)的轉(zhuǎn)化率又可以提高塔的分離效率，達(dá)到節(jié)省投資、提高產(chǎn)率的目的，近年來(lái)多用于酯化、皂化、醚化、酯交換以及解聚反應(yīng)[2]。1921年，Backhaus[3]將反應(yīng)與精餾相結(jié)合，應(yīng)用于連續(xù)生產(chǎn)乙酸甲酯過(guò)程，1970年以后，Sennewald等[4]對(duì)反應(yīng)精餾過(guò)程研究領(lǐng)域擴(kuò)展到非均相催化反應(yīng)。

隔壁塔技術(shù)（DWC）是精餾過(guò)程集成強(qiáng)化的一個(gè)有效手段[5]。反應(yīng)精餾隔壁塔（RDWC）是將非均相催化反應(yīng)與DWC耦合在一起的新型分離技術(shù)，既可降低能耗又減少主要設(shè)備投資[6-11]，集成過(guò)程如圖1所示。截至目前，關(guān)于RDWC工業(yè)應(yīng)用的報(bào)道相對(duì)較少[12-13]，但理論研究較為充分，該技術(shù)首先由Mueller等[14]提出，Daniel等[15]在其基礎(chǔ)上，以乙酸甲酯水解反應(yīng)為例對(duì)反應(yīng)精餾隔壁塔進(jìn)行了概念設(shè)計(jì)，Sander等[16]也以乙酸甲酯水解為例研究了RDWC的相關(guān)性能，為該過(guò)程工業(yè)化提供了理論支持，Mueller等[17]通過(guò)建立反應(yīng)速率模型，對(duì)碳酸二乙酯合成過(guò)程進(jìn)行了理論研究，證明了具有高集成度的RDWC能耗與操作費(fèi)用最低。

然而，以上研究所獲得的經(jīng)濟(jì)效益是以犧牲過(guò)程的可控性和操作彈性為代價(jià)的，DWC技術(shù)使精餾過(guò)程的非線性與操縱變量的耦合關(guān)系變得復(fù)雜，其操縱變量與控制回路的選擇也變得更為困難[18-19]，對(duì)于RDWC來(lái)說(shuō)，其控制結(jié)構(gòu)也更為復(fù)雜，這是制約DWC及RDWC相關(guān)技術(shù)發(fā)展的關(guān)鍵因素，因此，其控制結(jié)構(gòu)的研究，對(duì)DWC及RDWC的發(fā)展具有重要意義，也具有十分廣闊的應(yīng)用前景。

Wang等[20]以乙酸甲酯（MeAc）與正丁醇（BuOH）酯交換反應(yīng)為例研究了反應(yīng)精餾熱耦合過(guò)程，將其與常規(guī)反應(yīng)精餾塔比較，發(fā)現(xiàn)反應(yīng)精餾熱耦合過(guò)程更節(jié)能、可控性更好。本研究在Wang等[20]的基礎(chǔ)上，將RDWC技術(shù)應(yīng)用于MeAc與BuOH酯交換反應(yīng)生產(chǎn)乙酸正丁酯（BuAc）過(guò)程，并對(duì)其作了系統(tǒng)的模擬、優(yōu)化與控制研究。以TAC為目標(biāo)函數(shù)對(duì)RDWC進(jìn)行過(guò)程優(yōu)化，采用無(wú)設(shè)計(jì)規(guī)定的非方相對(duì)增益矩陣判據(jù)對(duì)溫度靈敏板進(jìn)行選擇，建立不同的溫度控制結(jié)構(gòu)并對(duì)其控制效果進(jìn)行對(duì)比研究，找到了有效控制進(jìn)料擾動(dòng)、維持系統(tǒng)穩(wěn)定并顯著降低過(guò)程超調(diào)量的溫度控制結(jié)構(gòu)。

1 穩(wěn)態(tài)設(shè)計(jì)

1.1 穩(wěn)態(tài)模型的建立

乙酸正丁酯（BuAc）是一種毒性較低、對(duì)環(huán)境影響較小的溶劑，常用于油漆和涂料的生產(chǎn)。使用乙酸甲酯（MeAc）與正丁醇（BuOH）進(jìn)行酯交換反應(yīng)生產(chǎn)BuAc，采用固體酸（Amberlyst 15）為非均相催化劑[21]，反應(yīng)如下

以催化劑質(zhì)量為基準(zhǔn)的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程式如下[20]

式中，是反應(yīng)速率，kmol·s-1；是組分的活度系數(shù)；是氣體常數(shù)，=8.314 kJ·kmol-1·K-1；是溫度，K。

該體系為高度非理想體系，選用UNIQUAC物性方法，采用內(nèi)置的交互作用參數(shù)對(duì)穩(wěn)態(tài)流程進(jìn)行模擬計(jì)算[21]。在33.56%的MeOH和66.44%的MeAc摩爾組成下，使用該方法預(yù)測(cè)得到的共沸溫度與參考文獻(xiàn)[22]較為一致。RDWC流程及其在Aspen Plus中建立的等效三塔模型如圖2所示。在該等效模型中，包含只有冷凝器而沒(méi)有再沸器的精餾塔（RC）、只有塔釜再沸器的反應(yīng)精餾塔（RDC）和提餾塔（SC），3個(gè)塔通過(guò)內(nèi)部氣液相物流相互連接。

黏度摩爾組成（下同）為65%的MeAc和35%的MeOH混合物由RDC的反應(yīng)段下部引入隔壁塔，混合物的摩爾流率為100 kmol·h-1，此外，另一反應(yīng)物BuOH由RDC的反應(yīng)段上部，以65 kmol·h-1的流率引入隔壁塔體系。高純度的BuAc由RDC塔釜采出，而MeOH由SC塔釜采出，MeAc和MeOH形成共沸物，由RC塔頂餾出并作為循環(huán)物流與原料混合返回RDC反應(yīng)段下部。要求BuAc產(chǎn)品純度不低于99.5%，且MeOH純度不低于99.5%。塔的操作壓力為101325 Pa。文中根據(jù)計(jì)算的塔徑（2.9 m），假設(shè)反應(yīng)區(qū)中每塊塔板的反應(yīng)體積為50 L，催化劑質(zhì)量為500 g，得到液相持液量約為200 L[20]。

1.2 RDWC過(guò)程優(yōu)化

TAC是衡量化工過(guò)程工藝經(jīng)濟(jì)性的關(guān)鍵指標(biāo)，包括操作費(fèi)用（OC）和設(shè)備投資費(fèi)用（CC）[23]，主要計(jì)算公式如下。

TAC=OC+CC/(4)

其中，操作費(fèi)用主要包括蒸汽費(fèi)用、冷卻水費(fèi)用、電費(fèi)等，而設(shè)備投資費(fèi)用主要包括塔殼建設(shè)費(fèi)用、換熱器費(fèi)用等，為回收期。具體計(jì)算公式見(jiàn)表1。

表1 TAC計(jì)算公式

本研究以TAC為目標(biāo)函數(shù)，采用序貫迭代法對(duì)RDWC作經(jīng)濟(jì)優(yōu)化設(shè)計(jì)，相關(guān)變量包括RDC精餾段的理論板數(shù)r、提餾段的理論板數(shù)s以及反應(yīng)段的理論板數(shù)RZ，RC的理論板數(shù)RC、回流比RR，SC的理論板數(shù)SC，隔板上方液相分離比LS。

圖3給出了TAC優(yōu)化的迭代程序框圖，通過(guò)調(diào)整RR和LS這兩個(gè)重要的操縱變量，維持產(chǎn)品純度要求。按照序貫迭代法依次得到r、s、RZ、RC以及SC對(duì)TAC的影響，如圖4所示。圖4(a)顯示，r為16時(shí)，TAC最?。粓D4(b)顯示，TAC隨RZ的減小而減小，但當(dāng)RZ＜11塊理論板時(shí)，由于理論板數(shù)不足調(diào)節(jié)RR與LS將不能滿(mǎn)足產(chǎn)品要求；圖4(c)顯示，s為6時(shí)，TAC最小，故，RDC理論板數(shù)為33；圖4(d)顯示，RC為7時(shí)，TAC最小；圖4(e)顯示，SC＜10時(shí)，隨著SC的增加，TAC急劇下降，但當(dāng)SC≥10時(shí)，曲線較平穩(wěn)，且此時(shí)熱負(fù)荷最小，故取SC為10。優(yōu)化后的各塔參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 優(yōu)化后的RDWC設(shè)計(jì)參數(shù)

2 動(dòng)態(tài)研究

2.1 溫度控制板的選取

選取傳統(tǒng)的PID控制策略，通過(guò)建立多回路溫度控制結(jié)構(gòu)對(duì)RDWC進(jìn)行控制研究。由于RDWC涉及反應(yīng)和分離過(guò)程的集成，塔內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，變量間耦合作用嚴(yán)重，采用兩點(diǎn)溫度控制結(jié)構(gòu)來(lái)穩(wěn)定兩股產(chǎn)品的純度往往不能達(dá)到預(yù)期效果，因此，首先考慮選取3個(gè)溫度控制板，通過(guò)調(diào)節(jié)對(duì)應(yīng)操縱變量維持被控塔板溫度恒定，保證產(chǎn)品純度。

圖5為塔頂采出量、回流量作為操縱變量時(shí)，液位控制器對(duì)設(shè)定值增加20%擾動(dòng)響應(yīng)曲線，可以看出，在該體系中利用RC塔頂采出量來(lái)控制冷凝器液位時(shí)，控制器不能有效克服20%設(shè)定值變化的干擾，故考慮采用回流量來(lái)控制冷凝器的液位。因此，回流量將不能作為溫度靈敏板的操縱變量。通過(guò)分析該反應(yīng)精餾隔壁塔的自由度，得出該體系可選作溫度靈敏板的操縱變量有：RDC再沸器負(fù)荷（RD）、SC再沸器負(fù)荷（S）、正丁醇進(jìn)料量（Bu）以及隔板上方液相分離比（LS）。

根據(jù)靈敏度判據(jù)尋找操縱變量發(fā)生變化時(shí)所引起溫度變化量最大的塔板，但卻不能實(shí)現(xiàn)被控變量與操縱變量之間的匹配。為解決這一問(wèn)題，Hung等[25]結(jié)合非方相對(duì)增益矩陣（NRG）與相對(duì)增益矩陣（RGA）判據(jù)，提出了能夠在溫度控制板選取的同時(shí)獲得其與操縱變量匹配關(guān)系的溫度控制板選取方法，具體步驟如下：①計(jì)算不同操縱變量引起各板溫度變化的開(kāi)環(huán)增益矩陣；②計(jì)算NRG，將其每一行求和并對(duì)塔板位置作圖選取溫度控制點(diǎn)；③根據(jù)穩(wěn)態(tài)增益矩陣進(jìn)行RGA分析，每一行中數(shù)值最大的元素對(duì)應(yīng)的操縱變量即為該溫度控制板對(duì)應(yīng)的操縱變量。

通過(guò)前期研究發(fā)現(xiàn)，在無(wú)設(shè)計(jì)規(guī)定的前提下采用相對(duì)增益矩陣判據(jù)，效果更好，因此，本體系選擇無(wú)設(shè)計(jì)規(guī)定的相對(duì)增益矩陣判據(jù)。根據(jù)上述步驟，分別將4個(gè)操縱變量（LS、RD、Bu以及S）在穩(wěn)態(tài)設(shè)計(jì)值基礎(chǔ)上±0.1%，記錄各板溫度相對(duì)增益，如圖6～圖9所示。

首先，選取LS、Bu以及S作為操縱變量進(jìn)行溫度靈敏板的匹配，如圖6、圖8和圖9所示?？梢钥闯?，這3個(gè)變量所對(duì)應(yīng)的靈敏度曲線峰值位置相似，難以準(zhǔn)確判斷其對(duì)應(yīng)的溫度控制板位置，故作NRG每行之和與塔板位置的關(guān)系曲線，如圖10所示，可以看出，溫度靈敏板分別為RDC第16、28塊塔板以及SC第3塊塔板。

根據(jù)RGA判據(jù)，對(duì)RD、S以及LS3個(gè)變量對(duì)應(yīng)的矩陣進(jìn)行運(yùn)算。3個(gè)操縱變量及3個(gè)溫度控制板之間RGA計(jì)算結(jié)果

由其計(jì)算所得到的數(shù)據(jù)獲得如下匹配關(guān)系：LS控制RDC第16塊塔板溫度（RDC,16），RD控制RDC第28塊塔板溫度（RDC,28），S控制SC第3塊塔板溫度（SC,3）。

采用與上述過(guò)程同樣的方法，得到RD、S以及LS3個(gè)操縱變量與3個(gè)溫度控制板間的RGA計(jì)算結(jié)果

而RD、Bu以及S所與對(duì)應(yīng)的塔板溫度間的相對(duì)RGA計(jì)算結(jié)果

故初步確定了3種控制方案：①LS控制RDC,16，RD控制RDC,28，S控制SC,3；②LS控制RDC,16，Bu控制RDC,28，S控制SC,3；③RD控制RDC,16，Bu控制RDC,28，S控制SC,3。

2.2 控制結(jié)構(gòu)的建立

根據(jù)3種溫度控制方案建立了不同的控制結(jié)構(gòu)，并分別對(duì)其控制效果進(jìn)行研究，分析對(duì)比不同操縱變量在系統(tǒng)遇到干擾時(shí)的控制效果。

在建立控制結(jié)構(gòu)之前需要對(duì)RDWC的穩(wěn)態(tài)模型添加必要的泵和閥門(mén)，閥門(mén)壓降設(shè)置為0.3 MPa。除此之外，還要需要計(jì)算塔釜和回流罐的尺寸，計(jì)算過(guò)程中規(guī)定當(dāng)流體占設(shè)備體積50%時(shí)，其停留時(shí)間為5 min。計(jì)算得到的設(shè)備尺寸記錄在表3中。

表3 塔釜及回流罐參數(shù)

2.2.1 溫度控制結(jié)構(gòu)一 將Aspen Plus中建立的穩(wěn)態(tài)模型導(dǎo)入Aspen Dynamics，初始化運(yùn)行后利用選定的溫度匹配控制方案一，建立如圖11所示的控制結(jié)構(gòu)?；A(chǔ)控制結(jié)構(gòu)如下：①乙酸甲酯和甲醇混合物進(jìn)料量（）由流量控制器控制，控制器輸出信號(hào)連接進(jìn)料閥門(mén)；②RC塔頂壓力由冷凝器負(fù)荷控制；③冷凝器液位由回流量控制；④RC塔頂采出量由流量控制器維持恒定，控制器輸出信號(hào)連接塔頂管線閥門(mén)；⑤RC塔釜液位由塔釜采出量控制，控制器輸出信號(hào)連接SC塔頂液相回流管線閥門(mén)；⑥RDC與SC塔釜液位均由塔釜產(chǎn)品采出量來(lái)控制，控制器輸出信號(hào)連接塔釜產(chǎn)品管線閥門(mén)。

溫度控制結(jié)構(gòu)如下：①LS控制RDC,16；②RD控制RDC,28，同時(shí)保證RD與的比值由DC第28塊塔板溫度控制器進(jìn)行調(diào)節(jié)；③S控制SC,3，同時(shí)保證S與呈比例。

控制結(jié)構(gòu)建立后采用繼電-反饋測(cè)試整定溫度控制器參數(shù)。閉環(huán)動(dòng)態(tài)平穩(wěn)運(yùn)行0.5 h后，對(duì)體系施加±10%的擾動(dòng)、±5%的乙酸甲酯進(jìn)料組成（MeAc）擾動(dòng)，分別記錄產(chǎn)品純度、靈敏板溫度以及對(duì)應(yīng)操縱變量的響應(yīng)曲線，如圖12、圖13所示。

結(jié)果顯示，在控制結(jié)構(gòu)一的調(diào)節(jié)作用下，體系能較為有效地抵抗+10%的擾動(dòng)和+5%的MeAc擾動(dòng)，產(chǎn)品純度可在較短時(shí)間內(nèi)回歸設(shè)定值附近。但是對(duì)于?10%的和?5%的MeAc擾動(dòng)，系統(tǒng)的調(diào)節(jié)效果較差，產(chǎn)品純度的響應(yīng)曲線振蕩發(fā)散，體系不能在20 h以?xún)?nèi)回歸穩(wěn)定狀態(tài)。

主要原因是當(dāng)或MeAc減少時(shí)，為了維持第16塊塔板溫度，LS需要大幅度增加，即RDC塔頂回流量需要大幅度增加，但RDC塔頂回流中90%以上為MeOH，回流量的增加導(dǎo)致大量MeOH進(jìn)入反應(yīng)段，作為反應(yīng)產(chǎn)物的MeOH將抑制反應(yīng)的進(jìn)行，最終影響產(chǎn)品純度。

2.2.2 溫度控制結(jié)構(gòu)二 根據(jù)溫度匹配控制方案二建立如圖14所示的控制結(jié)構(gòu)，其中基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)不變，溫度控制結(jié)構(gòu)如下：①LS控制RDC,16，RDC塔頂回流管線設(shè)置流量控制器，控制器輸入信號(hào)來(lái)自比例控制器輸出值，比例控制器的比值根據(jù)RDC第16塊塔板溫度控制器的輸出值設(shè)定；②Bu控制RDC,28，同時(shí)保證Bu與呈比例，比值來(lái)自RDC第28塊塔板溫度控制器輸出值；③S控制SC,3，同時(shí)保證S與呈比例。

整定溫度控制器參數(shù)后，對(duì)體系施加±10%的和±5%的MeAc擾動(dòng)，記錄相關(guān)響應(yīng)曲線。

結(jié)果顯示在控制結(jié)構(gòu)二的調(diào)節(jié)作用下：①所有溫度靈敏板的溫度值都能夠迅速回歸設(shè)定值；②Bu和S均隨呈比例地發(fā)生變化；③LS隨的增加而增加；④兩產(chǎn)品純度均在較短的時(shí)間回歸設(shè)定值附近，但當(dāng)減少10%時(shí)，體系響應(yīng)過(guò)程的超調(diào)量較大；⑤Bu與LS均隨MeAc的增加而增大，而S隨MeAc的增加而減小；⑥3個(gè)溫度控制點(diǎn)的溫度均迅速回歸設(shè)定值；⑦產(chǎn)品純度短時(shí)間內(nèi)回歸穩(wěn)態(tài)且余差和超調(diào)量均較小。因此得出結(jié)論：控制結(jié)構(gòu)二對(duì)進(jìn)料組成擾動(dòng)有較好的調(diào)節(jié)作用。

2.2.3 溫度控制結(jié)構(gòu)三 根據(jù)溫度匹配控制方案三，建立如圖15所示的控制結(jié)構(gòu)。此時(shí)，LS不再作為溫度控制器的操縱變量，而是維持在手動(dòng)設(shè)定值，溫度控制結(jié)構(gòu)為：①RD控制RDC,16，同時(shí)保證RD與呈比例；②Bu與的比值控制RDC,28；③S控制SC,3，同時(shí)保證S與呈比例。對(duì)體系施加±10%的擾動(dòng)和±5%的MeAc擾動(dòng)，記錄相關(guān)響應(yīng)曲線。

由圖16和圖17可以看出，在溫度控制結(jié)構(gòu)三的調(diào)節(jié)作用下，系統(tǒng)能夠有效地抵抗±10%的擾動(dòng)和±5%的MeAc擾動(dòng)：①被控溫度迅速回歸設(shè)定值；②產(chǎn)品純度也能在短時(shí)間內(nèi)回歸穩(wěn)定且滿(mǎn)足設(shè)計(jì)規(guī)定要求。且當(dāng)系統(tǒng)遇到-10%的擾動(dòng)時(shí)的超調(diào)量為0.395%，遠(yuǎn)小于在控制結(jié)構(gòu)二調(diào)節(jié)作用下系統(tǒng)的超調(diào)量1.158%。

Fig 17 Dynamic response with variation of ±5% MeAc composition in feed stream for control structure with fixed liquid split ratio

綜合上述3種控制效果可以發(fā)現(xiàn)，帶有兩股反應(yīng)物按比例進(jìn)料的溫度控制結(jié)構(gòu)，在抵抗進(jìn)料擾動(dòng)、維持系統(tǒng)穩(wěn)定方面表現(xiàn)出較大的優(yōu)越性。

2.2.4 改進(jìn)的溫度控制結(jié)構(gòu)CS3 為了研究再沸器負(fù)荷（r）與比值控制器在反應(yīng)精餾塔控制過(guò)程中起到的作用，刪除溫度控制結(jié)構(gòu)三中的RD和S與的比值控制器，利用兩個(gè)再沸器負(fù)荷直接控制RDC,16和SC,3，建立如圖18所示的控制結(jié)構(gòu)CS3。

圖18 改進(jìn)的溫度控制結(jié)構(gòu)（CS3）

整定溫度控制器參數(shù)后，對(duì)體系施加±10%的和±5%的MeAc擾動(dòng)，記錄相關(guān)響應(yīng)曲線，如圖19、圖20所示。

由圖20可以看出，當(dāng)體系遇到±5%的MeAc擾動(dòng)時(shí)，無(wú)r/控制器的控制結(jié)構(gòu)與溫度控制結(jié)構(gòu)三的調(diào)節(jié)作用相似，均能使體系短時(shí)間內(nèi)回歸穩(wěn)定，產(chǎn)品純度負(fù)荷設(shè)定值要求，且兩種控制結(jié)構(gòu)系統(tǒng)響應(yīng)的余差和超調(diào)量數(shù)值接近。但由圖19可看出，當(dāng)體系遇到-10%的擾動(dòng)時(shí)，無(wú)r/控制器的控制結(jié)構(gòu)調(diào)節(jié)作用下的系統(tǒng)超調(diào)量為0.027%，遠(yuǎn)小于控制結(jié)構(gòu)三的系統(tǒng)超調(diào)量（0.395%）。

結(jié)果表明，對(duì)于RDWC，r/比值控制結(jié)構(gòu)不利于降低擾動(dòng)過(guò)程中的系統(tǒng)超調(diào)量。其主要原因可能是發(fā)生擾動(dòng)時(shí)，r迅速呈比例地作出響應(yīng)，塔內(nèi)溫度急劇變化，對(duì)反應(yīng)平衡造成影響，進(jìn)而使產(chǎn)品純度在調(diào)節(jié)過(guò)程中大幅度偏離設(shè)定值。因此，對(duì)RDWC來(lái)說(shuō)，無(wú)r/控制器的控制結(jié)構(gòu)的效果更好。

3 結(jié) 論

（1）對(duì)RDWC生產(chǎn)乙酸正丁酯過(guò)程進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)設(shè)計(jì)，以TAC為目標(biāo)對(duì)穩(wěn)態(tài)流程進(jìn)行優(yōu)化，獲得了最優(yōu)操作參數(shù)。

（2）在穩(wěn)態(tài)模擬的基礎(chǔ)上，提出3個(gè)溫度控制回路，分析對(duì)比后發(fā)現(xiàn)，利用兩股反應(yīng)物進(jìn)料比例來(lái)控制靈敏板溫度的控制結(jié)構(gòu)在抵抗進(jìn)料擾動(dòng)、維持系統(tǒng)穩(wěn)定方面表現(xiàn)出較大的優(yōu)越性。

（3）無(wú)r/控制器的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)CS3，在降低RDWC控制過(guò)程超調(diào)量方面有較大的優(yōu)越性。故此體系最優(yōu)控制結(jié)構(gòu)為：RD直接控制RDC,16；Bu與的比值控制RDC,28；S直接控制SC,3。

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Optimization and control of reactive dividing wall column for production of n-butylacetate

CHEN Mengqi, YU Na, LIU Yuliang, LI Lumin, SUN Lanyi

(State Key Laboratory of Heavy Oil Processing, China University of Petroleum, Qingdao 266580, Shandong, China)

This paper focuses on the simulation, optimization and control of the reactive dividing wall column for the production of-butyl acetate through ester exchange reaction. The optimal operating conditions are obtained with the minimum total annual cost (TAC) as the target function. Different matching relationships between manipulate variables and control variables are determined through the sensitive analysis of steady state relative gain and the Relative Gain Array (RGA) criterion, and then three control structures are built in Aspen Dynamics. It shows that the use of the reactant feed ratio to control the stage temperature is effective to handle the feed disturbances, which presents superior ability in maintaining stability of this system. At last, an improved control structure (CS3) is proposed, which deletes the ratio of reboiler duty and mixture feed rate and shows a great advantage in reducing overshoot of product purities. The specific control structure of CS3 is as follows: the reboiler load of reactive distillation column controls the temperature of the 16th plate of the reactive distillation column directly; ratio of feed rate for-butanol and methyl acetate/methanol mixture controls the temperature of 28th plate of the reactive distillation column; and the reboiler load of stripping column controls that of the 3rd plate of stripping column directly.

reactive dividing wall column; transesterification; TAC; optimization; dynamic simulation; control

date: 2016-06-29.

Prof. SUN Lanyi, sunlanyi@upc.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20160887

TQ 028.1

A

0438—1157（2016）12—5066—16

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21476261）；山東省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目（2015GGX107004）。

supported by the National Natural Science Foundation of China (21476261) and the Key Research and Development Plan Project of Shandong Province (2015GGX107004).

2016-06-29收到初稿，2016-09-11收到修改稿。

聯(lián)系人：孫蘭義。第一作者：陳夢(mèng)琪（1992—），女，碩士研究生。