考慮熱力學(xué)目標(biāo)的進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔分析優(yōu)化

劉雪剛，何暢，張民康，何昌春，雷楊，張冰劍，陳清林

（1中山大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院/廣東省石化過程節(jié)能工程技術(shù)研究中心，廣東 廣州 510275；2武漢科技大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院，湖北 武漢 430081）

考慮熱力學(xué)目標(biāo)的進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔分析優(yōu)化

劉雪剛1，何暢1，張民康1，何昌春1，雷楊2，張冰劍1，陳清林1

（1中山大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院/廣東省石化過程節(jié)能工程技術(shù)研究中心，廣東 廣州 510275；2武漢科技大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院，湖北 武漢 430081）

系統(tǒng)地提出了一種進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的節(jié)能優(yōu)化與水力學(xué)校核優(yōu)化方案。基于熱力學(xué)工具固定精餾線-提餾線，可定量計(jì)算精餾塔獲得100%理想預(yù)熱效率（精餾塔再沸器負(fù)荷的減小量與進(jìn)料預(yù)熱量之比）時(shí)的操作參數(shù)，并利用氣液分布曲線來確定效率最低的塔板；同時(shí)，基于C++和MATLAB中的GUIDE，進(jìn)一步開發(fā)了具有可視化窗口的水力學(xué)驗(yàn)算軟件，對效率最低的塔板進(jìn)行水力學(xué)分析。以石油化工行業(yè)中穩(wěn)定塔（簡化為正丁烷-正己烷塔）為例，熱力學(xué)研究結(jié)果表明，當(dāng)預(yù)熱量、分流率及進(jìn)料位置分別設(shè)為1000MJ/h、0.7與9/20時(shí)，穩(wěn)定塔可獲得100%的理想預(yù)熱效率；水力學(xué)核算發(fā)現(xiàn)，適當(dāng)設(shè)置塔板結(jié)構(gòu)可保證精餾塔在正常操作下實(shí)現(xiàn)節(jié)能的目的。本研究對實(shí)際精餾塔節(jié)能改造具有一定的指導(dǎo)意義。

熱力學(xué)；固定精餾-提餾線；石油；水力學(xué)核算；優(yōu)化

自DHOLE等[1]提出實(shí)際接近最小熱力學(xué)狀態(tài)下精餾塔的總組合曲線（CGCC）以來，CGCC已被廣泛應(yīng)用于精餾塔進(jìn)料位置[2-3]、回流比[4]、進(jìn)料狀態(tài)[5]、中間換熱器[6-7]的優(yōu)化；同時(shí)，CGCC在應(yīng)用于塔系及換熱網(wǎng)絡(luò)的集成優(yōu)化中，也獲得了良好的節(jié)能效果[8-10]。但考慮到進(jìn)料狀態(tài)影響，CGCC的top-down與bottom-up構(gòu)建方式均存在一定偏差[11-12]，為此，BANDYOPADHYAY等[13-14]提出了最小熱力學(xué)狀態(tài)（MTC）下的固定精餾線與提餾線（IRS），該曲線為精餾塔的熱力學(xué)參數(shù)提供了優(yōu)化目標(biāo)。

為提高精餾塔的熱力學(xué)效率，通常將單股進(jìn)料分成雙股，僅預(yù)熱靠近再沸器一側(cè)進(jìn)料，通過適當(dāng)調(diào)整預(yù)熱量QF、分流率λ（冷進(jìn)料物流與總進(jìn)料物流之比）以及進(jìn)料位置NF1與NF2，即可獲得100%的理想預(yù)熱效率η（精餾塔再沸器負(fù)荷的減小量與進(jìn)料預(yù)熱量比值）[15-16]。然而，上述文獻(xiàn)并未從熱力學(xué)角度分析η=100%的實(shí)質(zhì)原因，且未考慮該節(jié)能措施對塔板效率及實(shí)際塔板結(jié)構(gòu)的影響。分流進(jìn)料預(yù)熱將上股進(jìn)料分離出的重組分與下股進(jìn)料分離出的輕組分在兩股進(jìn)料板間再次混合，形成返混，并可能造成塔板液沫夾帶或液泛，進(jìn)而破壞塔的正常操作，為此，需對塔板進(jìn)行水力學(xué)核算[17]并設(shè)置相應(yīng)的塔板結(jié)構(gòu)參數(shù)，才能保證精餾塔在正常操作下實(shí)現(xiàn)節(jié)能的目的。

本文采用熱力學(xué)工具IRS曲線，系統(tǒng)分析將單股預(yù)熱進(jìn)料改為雙股預(yù)熱進(jìn)料時(shí)精餾塔的能耗變化情況，通過優(yōu)化部分操作參數(shù)，以提高精餾塔的預(yù)熱效率；基于氣液組分分布曲線及塔板效率，確定改造塔中的問題塔板；在MATLAB環(huán)境中對精餾塔的水力學(xué)模型進(jìn)行編程計(jì)算，構(gòu)建出精餾塔塔板水力學(xué)驗(yàn)算的可視化窗口，通過該設(shè)計(jì)軟件對問題塔板進(jìn)行水力學(xué)驗(yàn)算，并對該塔板進(jìn)行調(diào)整，以保證精餾塔處于節(jié)能的同時(shí)亦能維持正常操作。

1 進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的優(yōu)化分析思路

針對進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的傳熱傳質(zhì)熱力學(xué)與水力學(xué)分析，本文首先采用IRS曲線對進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔進(jìn)行熱力學(xué)分析，通過調(diào)整關(guān)鍵操作參數(shù)（QF、λ、NF1與NF2）確定精餾塔的最高預(yù)熱效率（η=100%）；隨后，利用氣液分布曲線和塔板效率確定氣液分布波動(dòng)最大、塔板效率最低的敏感塔板?；贑++語言，利用MATLAB的GUIDE進(jìn)行圖形界面設(shè)計(jì)的軟件編程，建立精餾塔的水力學(xué)驗(yàn)算可視化窗口，對上一階段已確定的敏感塔板進(jìn)行水力學(xué)核算，進(jìn)而調(diào)整塔板結(jié)構(gòu)，在保證精餾塔節(jié)能的同時(shí)維持塔的正常操作。優(yōu)化分析框圖如圖1所示。

圖1 精餾塔傳熱傳質(zhì)與水力學(xué)優(yōu)化分析框圖

2 傳熱傳質(zhì)的優(yōu)化分析方法

2.1 進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的熱力學(xué)優(yōu)化

本文采用IRS曲線對簡單塔及雙股進(jìn)料復(fù)雜塔進(jìn)行熱力學(xué)分析，找出影響精餾塔能耗的操作參數(shù)。

2.1.1 簡單塔的IRS構(gòu)建

對于簡單塔（一股進(jìn)料，兩股出料），在MTC下，構(gòu)建出其精餾段與提餾段焓赤字的表達(dá)式[13]。

2.1.2 復(fù)雜塔的IRS構(gòu)建

在MTC條件下，n股進(jìn)料復(fù)雜塔可被分解成n個(gè)簡單分解塔，此時(shí)，第i個(gè)簡單塔精餾段焓余量HRi與提餾段的焓赤字HSi分別表示如式(1)、式(2)。

圖2 精餾塔進(jìn)料預(yù)熱轉(zhuǎn)化成進(jìn)料分流預(yù)熱

圖3 雙股進(jìn)料復(fù)雜塔被分解成兩個(gè)單股進(jìn)料簡單塔

式中，Di、Bi，xD、xB，hD、hB，hV、hL，x*、y*分別為第i個(gè)塔塔頂與塔底流率，摩爾分?jǐn)?shù)，單位焓值，塔內(nèi)每塊塔板的氣液摩爾焓值，平衡組分。

HRivs T與HSivs T分別為第i個(gè)分解塔的固定精餾線（IR）與固定提餾線（IS）。對于n股進(jìn)料復(fù)雜塔，其平移的IRS曲線可由分解塔的平移IRS曲線組合而成，其數(shù)學(xué)式可表示為式(3)[18]。

式中，i、j均為下標(biāo)變量，i表示第i個(gè)分解塔。

2.1.3 進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的傳熱分析與優(yōu)化

將單股進(jìn)料預(yù)熱改為進(jìn)料分流預(yù)熱（圖2），通過適當(dāng)調(diào)節(jié)QF、λ及NF1、NF2，可在保證冷凝器負(fù)荷不變的同時(shí)，大幅降低再沸器負(fù)荷。為此，基于文獻(xiàn)[18]，在MTC下構(gòu)建出雙股進(jìn)料分解塔（圖3(a)、(b)）的IRS曲線，對該進(jìn)料方式進(jìn)行熱力學(xué)分析并提出上述參數(shù)的優(yōu)化目標(biāo)。對于圖3中的兩個(gè)分解塔，由物料衡算可知：D1=λD，D2=(1–λ)D，B1=λB，B2=(1–λ)B，Δ1=λΔ，Δ2=(1–λ)Δ–QF。其中，（HRi/Di）和（HRi/Di）僅與塔的操作壓力、分離精度相關(guān)，在此為定值[18]，由此可推導(dǎo)出HRT1=λHRT，HST1=λHST。

因此，進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的IRS可表示如下。

（1）當(dāng)Δ2≥0時(shí)，HRT1+HRT2=HRT–QF，HST1+ HRT2=λHST+(1–λ)HRT–QF，HST1+HST2=HST；

（2）當(dāng)Δ2＜0，Δ＜0時(shí)，HRT1+HRT2=HRT， HST1+HRT2=λHST+(1–λ)HRT，HST1+HST2=HST+QF；

（3）當(dāng)Δ2＜0，Δ≥0時(shí)，HRT1+HRT2=HRT–(1–λ) Δ，HST1+HRT2=λHST+(1–λ)HRT–(1–λ)Δ，HST1+HST2= HST+ QF–(1–λ) Δ。

基于復(fù)雜塔IRS的構(gòu)建方法，繪制出進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的平移IRS曲線(HRT1+HRT2)vsT、(HST1+HRT2) vsT、(HST1+HST2)vsT（圖4），此時(shí)，三條曲線的交點(diǎn)P1、P2被認(rèn)為是該精餾塔IRS曲線的夾點(diǎn)和最優(yōu)進(jìn)料位置[13]，P1點(diǎn)為控制夾點(diǎn)，通過該點(diǎn)繪制直角梯形，其上下底邊分別為該塔的最小再沸器、冷凝器負(fù)荷。3條曲線位于梯形區(qū)間內(nèi)的部分為該塔的有效平移IRS曲線，P2點(diǎn)（對應(yīng)進(jìn)料F2）的溫度為該塔的進(jìn)料預(yù)熱溫度（TP2＞TP1）。

為使得η=100%，夾點(diǎn)P1、P2應(yīng)處于同一垂直線上，進(jìn)料F2應(yīng)被預(yù)熱至，此時(shí)，該塔的(HST1+HST2) vs T曲線應(yīng)平移至曲線位置，預(yù)熱點(diǎn)由P2轉(zhuǎn)移至。將上述條件關(guān)聯(lián)為數(shù)學(xué)式可表示為如式(4)、式(5)。

圖4 進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的IRS曲線

由式(4)、式(5)可知，QF、λ可表示為如式(6)、式(7)。

式中，TP1、TP2為進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔獲得100%理想預(yù)熱效率時(shí)對應(yīng)的最優(yōu)冷熱進(jìn)料溫度。

2.2 進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的傳質(zhì)分析

適當(dāng)調(diào)節(jié)進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔的QF、λ及NF1、NF2，可使得η=100%。但從傳質(zhì)角度出發(fā)，將組分完全相同的物料分成兩股進(jìn)料，下方進(jìn)料會嚴(yán)重干擾塔內(nèi)正常的氣液相組成分布，進(jìn)而降低兩進(jìn)料板間塔板效率[19]，嚴(yán)重時(shí)，塔板會出現(xiàn)液沫夾帶或液泛現(xiàn)象，繼而破壞塔的正常操作。為此，需對兩進(jìn)料板間的塔板進(jìn)行水力學(xué)分析，通過適當(dāng)?shù)恼{(diào)節(jié)塔板結(jié)構(gòu)，使得精餾塔在保持節(jié)能的同時(shí)，依然維持正常操作。

由圖5可知，對于單股進(jìn)料預(yù)熱精餾塔，輕關(guān)鍵組分氣液濃度沿塔頂至塔底逐漸減小，重關(guān)鍵組分氣液濃度逐漸增多，符合精餾規(guī)律；然而，進(jìn)料分流預(yù)熱后，兩進(jìn)料板間的輕關(guān)鍵組分氣液濃度沿塔頂至塔底先增大后減小，重關(guān)鍵組分濃度反之（見圖6虛線橢圓區(qū)間），顯然，進(jìn)料分流預(yù)熱導(dǎo)致兩股進(jìn)料板之間氣液組分發(fā)生返混，從而降低塔板效率。為此，基于默弗里板效率[17]計(jì)算進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔塔板效率。

由圖7可知，單股進(jìn)料精餾塔塔板效率由上而下先減小后增大，其原因在于不適宜的進(jìn)料位置與狀態(tài)將影響進(jìn)料板及其附近塔板效率。改造后的精餾塔由于存在兩股進(jìn)料，位于進(jìn)料板及其附近的塔板效率較低，且改造后的塔板效率小于改造前的塔板效率，其原因在于進(jìn)料F1與F2分離出的輕重組分在兩股進(jìn)料板間發(fā)生返混，降低了塔板效率，且在第m塊塔板處塔板效率最小。進(jìn)料分流預(yù)熱雖然減小了精餾塔能耗，但破壞了塔內(nèi)兩股進(jìn)料板之間輕重組分的氣液分布（圖6），因此降低了精餾塔兩股進(jìn)料板之間的塔板效率（圖7）。

圖5 單股進(jìn)料預(yù)熱精餾塔內(nèi)輕重組分的氣液分布曲線

圖6 進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔內(nèi)輕重組分的氣液分布

圖7 進(jìn)料預(yù)熱方式對精餾塔塔板效率的影響

3 水力學(xué)建模和核算方法

3.1 水力學(xué)建模軟件開發(fā)

為考察進(jìn)料分流預(yù)熱對精餾塔的操作影響，需對兩進(jìn)料板間的塔板進(jìn)行水力學(xué)分析，由于第m塊塔板氣液分布波動(dòng)最大，塔板效率最低，故對該塔板進(jìn)行水力學(xué)分析。使用C++計(jì)算機(jī)語言，通過精簡迭代運(yùn)算代碼，利用MATLAB的GUIDE進(jìn)行圖形界面設(shè)計(jì)軟件編程，建立精餾塔的水力學(xué)驗(yàn)算的可視化窗口軟件SYSU-DISTILL，以降低精餾塔水力學(xué)計(jì)算的難度。

軟件開發(fā)架構(gòu)如圖8所示。首先，基于GUIDE程序本質(zhì)，將軟件中的每個(gè)功能均編寫成相應(yīng)的回調(diào)函數(shù)，包括菜單功能、精餾塔工藝尺寸的計(jì)算及其水利學(xué)性能分析；隨后，輸入精餾塔任一塔板氣液相流率、密度及表面張力，并設(shè)置一定的塔工藝尺寸初值（板間距、液層高度、堰長與堰高等）；最后，在軟件中完成塔工藝尺寸的計(jì)算及其水力學(xué)校核，若滿足塔板的氣液負(fù)荷性能，則輸出上述塔工藝尺寸初值，反之，則調(diào)整參數(shù)，直至滿足塔板的氣液負(fù)荷性能為止。本軟件適用于浮閥塔與篩板塔，可極大簡化這兩類塔的水力學(xué)分析計(jì)算。

3.2 水力學(xué)分析與校核

圖9中陰影區(qū)間表示塔板的可操作性區(qū)域，由圖可知，第m塊塔板操作點(diǎn)（星點(diǎn)）已超出液沫夾帶線，造成液相在塔板間的返混，降低了塔板效率，嚴(yán)重時(shí)會出現(xiàn)液泛現(xiàn)象。為此，通過合理設(shè)置塔板參數(shù)可以消除第m塊塔板液沫夾帶造成精餾塔不穩(wěn)定性操作，圖中圓點(diǎn)Pm為合理設(shè)置塔板參數(shù)后第m塊塔板的操作點(diǎn)，顯然，合理設(shè)置塔板參數(shù)后，第m塊塔板的操作點(diǎn)可落入塔的可操作區(qū)域內(nèi)。

圖8 軟件（SYSU-DISTILL）開發(fā)架構(gòu)

4 案例分析

在吸收穩(wěn)定系統(tǒng)中，穩(wěn)定塔是實(shí)現(xiàn)液化石油氣（LPG，C3-C4）與穩(wěn)定汽油產(chǎn)品（C6+）分離的主要設(shè)備，由于該塔能耗占整個(gè)系統(tǒng)能耗比重較大，故需對其進(jìn)行用能優(yōu)化分析，而穩(wěn)定塔的熱力學(xué)與水力學(xué)分析可為其用能優(yōu)化提供理論依據(jù)。為研究穩(wěn)定塔，基于組分相對揮發(fā)度與含量將塔頂產(chǎn)品LPG簡化為正丁烷（C4），塔底產(chǎn)品汽油簡化為正己烷（C6），此時(shí)多組分非清晰體系可簡化為正丁烷-正己烷的二元體系。

正丁烷-正己烷塔的進(jìn)料流率、溫度與壓力分別為100kmol/h、80℃與1.5MPa，進(jìn)料中正己烷的摩爾含量為0.8，塔頂壓力為1.0MPa，25塊理論板，15塊塔板進(jìn)料且塔頂正丁烷與塔底正己烷的摩爾含量均為0.99。基于Aspen Plus軟件模擬，D、B、Δ分別為19kmol/h、81kmol/h、1682MJ/h，冷凝器、再沸器負(fù)荷分別為860MJ/h、2542MJ/h。

圖9 精餾塔第m塊塔板的負(fù)荷性能圖

圖10 進(jìn)料分流預(yù)熱正丁烷-正己烷塔的IRS曲線

圖11 進(jìn)料分流預(yù)熱正丁烷-正己烷塔內(nèi)輕重組分的氣液分布

圖10 IRS曲線中HP1=HP2=2000MJ/h(η=100%)，此時(shí)，TP1=122℃、TP2=156℃、HRT{TP1}=2013MJ/h、HRT{TP2}=4346MJ/h、HST{TP2}=1013MJ/h，由式(4)～式(7)可知，QF=1000MJ/h，λ=0.7，NF1=9，NF2=20，優(yōu)化后正丁烷-正己烷塔的冷凝器、再沸器負(fù)荷分別為861MJ/h、1543MJ/h，與優(yōu)化前相比，冷凝器負(fù)荷不變，再沸器負(fù)荷降低39.3%。由圖11可知，正丁烷-正己烷精餾塔進(jìn)料分流預(yù)熱后，進(jìn)料板間的氣液分布將受到影響，且第18塊塔板處的氣液分布波動(dòng)最大，基于塔板效率[17]可計(jì)算單股進(jìn)料預(yù)熱與進(jìn)料分流預(yù)熱正丁烷-正己烷塔的塔板效率（圖12），顯然，采用進(jìn)料分流預(yù)熱降低了精餾塔塔板效率，且在Nm=18時(shí)塔板效率最低?；贛ATLAB軟件，采用C++計(jì)算機(jī)語言編制出進(jìn)料分流預(yù)熱正丁烷-正己烷塔第Nm=18塊塔板的負(fù)荷性能圖（圖13），其中第18塊塔板的氣液相流量與密度分別為：0.514m3/s、0.003m3/s與2.27kg/m3、802.10kg/m3，表面張力為17.55mN/m。為克服第18塊塔板的引發(fā)的液沫夾帶或液泛等設(shè)計(jì)問題，正丁烷-正己烷塔（中間段）塔板工藝參數(shù)設(shè)計(jì)結(jié)果見表1，此時(shí)，其操作點(diǎn)（星點(diǎn)Pm）處于氣液負(fù)荷性能圖的可行操作區(qū)內(nèi)；其中第18塊塔板的氣液負(fù)荷上限由液沫夾帶控制，操作下限由漏液控制。

圖12 進(jìn)料預(yù)熱方式對正丁烷-正己烷塔板效率的影響

圖13 正丁烷-正己烷塔第18塊塔板的負(fù)荷性能圖

表1 正丁烷-正己烷塔塔板工藝參數(shù)設(shè)計(jì)結(jié)果（中間段）

5 結(jié)論

考慮熱力學(xué)目標(biāo)，分析提出了將進(jìn)料預(yù)熱改為進(jìn)料分流預(yù)熱可獲得100%的理想預(yù)熱效率；從水力學(xué)角度核算設(shè)計(jì)了適合于該精餾塔優(yōu)化改進(jìn)的結(jié)構(gòu)參數(shù)，得出如下結(jié)論。

（1）當(dāng)進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔IRS曲線兩夾點(diǎn)焓值相同時(shí)，η=100%，通過式(4)～式(7)可計(jì)算該預(yù)熱方式的QF及λ，曲線兩夾點(diǎn)即為進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔進(jìn)料點(diǎn)。

（2）進(jìn)料分流預(yù)熱精餾塔兩進(jìn)料板間的塔板效率小于單股進(jìn)料預(yù)熱精餾塔。

（3）利用MATLAB編程軟件，構(gòu)建出精餾塔的水力學(xué)核算可視化窗口，可方便、快捷地確定不適宜的操作塔板，進(jìn)而進(jìn)行相應(yīng)塔板結(jié)構(gòu)參數(shù)的設(shè)計(jì)。

（4）基于組分相對揮發(fā)度與含量，將穩(wěn)定塔簡化為正丁烷-正己烷二元精餾塔，當(dāng)HP1=HP2=2000MJ/h，QF=1000MJ/h，λ=0.7，NF1=9，NF2=20時(shí)，正丁烷-正己烷塔可獲得100%的理想預(yù)熱效率，且冷凝器負(fù)荷不變，再沸器負(fù)荷降低39.3%。設(shè)置適當(dāng)?shù)乃鍏?shù)可保證精餾塔在正常操作情況下實(shí)現(xiàn)節(jié)能的目的。

符號說明

B——塔底流率，kmol/h

CGCC——塔總組合曲線

D——塔頂流率，kmol/h

F——進(jìn)料流率，kmol/h

H——焓值，MW

h——摩爾焓值，MW/kmol

IR——固定精餾線

IS —— 固定提餾線

i —— 第i個(gè)分解塔

j —— 變量

MTC —— 最小熱力學(xué)狀態(tài)

L —— 塔板液相流量，kmol/h

N —— 塔板數(shù)

P —— 夾點(diǎn)

Q —— 熱量，MW

T —— 溫度，℃

V —— 塔板氣相流量，kmol/h

λ —— 分流率

η —— 預(yù)熱效率

x —— 液相摩爾分?jǐn)?shù)

y —— 氣相摩爾分?jǐn)?shù)

Δ —— 焓差值

上角標(biāo)

* —— 平衡態(tài)

下角標(biāo)

B —— 塔底產(chǎn)品

c —— 冷凝器

D —— 塔頂產(chǎn)品

F —— 進(jìn)料

L —— 液相

n —— 第n股進(jìn)料

R —— 焓余量

RT —— 平移后的焓余量

r —— 再沸器

S —— 焓赤字

ST —— 平移后的焓赤字

V —— 氣相

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Analysis and optimization of distillation columns with feed splitting and preheating by considering a thermodynamic target

LIU Xuegang1，HE Chang1，ZHANG Minkang1，HE Changchun1，LEI Yang2，ZHANG Bingjian1，CHEN Qinglin1
（1School of Chemical Engineering and Technology/Guangdong Engineering Center for Petrochemical Energy Conservation，Sun Yat-Sen University，Guangzhou 510275，Guangdong，China；2School of Chemical Engineering and Technology，Wuhan University of Science and Technology，Wuhan 430081，Hubei，China)

The work systematically addresses an optimization approach of the energy-saving and hydraulic checking for distillation columns with feed splitting and preheating. To maximize the feed preheating efficiency（ratio of the reboiler duty reduction to the feed preheating duty），the key influencing parameters（e.g. amount of preheating，splitting fraction and feed locations）were adjusted by using invariant rectifying-stripping curves. Then，vapor-liquid distributing curve was employed to identify the tray with the lowest tray efficiency. Additionally，with the help of C++ programing and GUIDE tool in MATLAB，a professional hydraulic software，namely SYSU-DISTILL，with visualization window was developed. This software was used to analyze hydraulics of any tray with the lowest tray efficiency. A stabilization tower（it was assumed as an n-butane-n-hexane column）from the petroleum and chemical industry was used as an illustrative example. The thermodynamics results showed that an ideal feed preheating efficiency（100%）of this column can be reached when amount of preheating，splitting fraction and feed locations were 1000MJ/h，0.7 and 9/20，respectively. Meanwhile，the appropriate setting tray structure can achieve the goal of energy saving under guaranteeing normal operation of the distillation column from hydraulic checking. This work provided an insight into analysis and guidance in determining the optimal schemes for energy saving of actual distillation columns.

thermodynamics；invariant rectifying-stripping；petroleum；hydraulics checking；optimization

TQ 028.3

：A

：1000–6613（2017）05–1612–07

10.16085/j.issn.1000-6613.2017.05.008

2016-09-09；修改稿日期：2016-09-28。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21276288）。

劉雪剛（1985—），男，博士研究生。聯(lián)系人：陳清林，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail: chqlin@mail.sysu.edu.cn。