刘雪刚，何畅，张民康，何昌春，雷杨，张冰剑，陈清林

（1中山大学化学工程与技术学院/广东省石化过程节能工程技术研究中心，广东 广州 510275；2武汉科技大学化学工程与技术学院，湖北 武汉 430081）

考虑热力学目标的进料分流预热精馏塔分析优化

刘雪刚1，何畅1，张民康1，何昌春1，雷杨2，张冰剑1，陈清林1

（1中山大学化学工程与技术学院/广东省石化过程节能工程技术研究中心，广东 广州 510275；2武汉科技大学化学工程与技术学院，湖北 武汉 430081）

系统地提出了一种进料分流预热精馏塔的节能优化与水力学校核优化方案。基于热力学工具固定精馏线-提馏线，可定量计算精馏塔获得100%理想预热效率（精馏塔再沸器负荷的减小量与进料预热量之比）时的操作参数，并利用气液分布曲线来确定效率最低的塔板；同时，基于C++和MATLAB中的GUIDE，进一步开发了具有可视化窗口的水力学验算软件，对效率最低的塔板进行水力学分析。以石油化工行业中稳定塔（简化为正丁烷-正己烷塔）为例，热力学研究结果表明，当预热量、分流率及进料位置分别设为1000MJ/h、0.7与9/20时，稳定塔可获得100%的理想预热效率；水力学核算发现，适当设置塔板结构可保证精馏塔在正常操作下实现节能的目的。本研究对实际精馏塔节能改造具有一定的指导意义。

热力学；固定精馏-提馏线；石油；水力学核算；优化

自DHOLE等[1]提出实际接近最小热力学状态下精馏塔的总组合曲线（CGCC）以来，CGCC已被广泛应用于精馏塔进料位置[2-3]、回流比[4]、进料状态[5]、中间换热器[6-7]的优化；同时，CGCC在应用于塔系及换热网络的集成优化中，也获得了良好的节能效果[8-10]。但考虑到进料状态影响，CGCC的top-down与bottom-up构建方式均存在一定偏差[11-12]，为此，BANDYOPADHYAY等[13-14]提出了最小热力学状态（MTC）下的固定精馏线与提馏线（IRS），该曲线为精馏塔的热力学参数提供了优化目标。

为提高精馏塔的热力学效率，通常将单股进料分成双股，仅预热靠近再沸器一侧进料，通过适当调整预热量QF、分流率λ（冷进料物流与总进料物流之比）以及进料位置NF1与NF2，即可获得100%的理想预热效率η（精馏塔再沸器负荷的减小量与进料预热量比值）[15-16]。然而，上述文献并未从热力学角度分析η=100%的实质原因，且未考虑该节能措施对塔板效率及实际塔板结构的影响。分流进料预热将上股进料分离出的重组分与下股进料分离出的轻组分在两股进料板间再次混合，形成返混，并可能造成塔板液沫夹带或液泛，进而破坏塔的正常操作，为此，需对塔板进行水力学核算[17]并设置相应的塔板结构参数，才能保证精馏塔在正常操作下实现节能的目的。

本文采用热力学工具IRS曲线，系统分析将单股预热进料改为双股预热进料时精馏塔的能耗变化情况，通过优化部分操作参数，以提高精馏塔的预热效率；基于气液组分分布曲线及塔板效率，确定改造塔中的问题塔板；在MATLAB环境中对精馏塔的水力学模型进行编程计算，构建出精馏塔塔板水力学验算的可视化窗口，通过该设计软件对问题塔板进行水力学验算，并对该塔板进行调整，以保证精馏塔处于节能的同时亦能维持正常操作。

1 进料分流预热精馏塔的优化分析思路

针对进料分流预热精馏塔的传热传质热力学与水力学分析，本文首先采用IRS曲线对进料分流预热精馏塔进行热力学分析，通过调整关键操作参数（QF、λ、NF1与NF2）确定精馏塔的最高预热效率（η=100%）；随后，利用气液分布曲线和塔板效率确定气液分布波动最大、塔板效率最低的敏感塔板。基于C++语言，利用MATLAB的GUIDE进行图形界面设计的软件编程，建立精馏塔的水力学验算可视化窗口，对上一阶段已确定的敏感塔板进行水力学核算，进而调整塔板结构，在保证精馏塔节能的同时维持塔的正常操作。优化分析框图如图1所示。

图1 精馏塔传热传质与水力学优化分析框图

2 传热传质的优化分析方法

2.1 进料分流预热精馏塔的热力学优化

本文采用IRS曲线对简单塔及双股进料复杂塔进行热力学分析，找出影响精馏塔能耗的操作参数。

2.1.1 简单塔的IRS构建

对于简单塔（一股进料，两股出料），在MTC下，构建出其精馏段与提馏段焓赤字的表达式[13]。

2.1.2 复杂塔的IRS构建

在MTC条件下，n股进料复杂塔可被分解成n个简单分解塔，此时，第i个简单塔精馏段焓余量HRi与提馏段的焓赤字HSi分别表示如式(1)、式(2)。

图2 精馏塔进料预热转化成进料分流预热

图3 双股进料复杂塔被分解成两个单股进料简单塔

式中，Di、Bi，xD、xB，hD、hB，hV、hL，x*、y*分别为第i个塔塔顶与塔底流率，摩尔分数，单位焓值，塔内每块塔板的气液摩尔焓值，平衡组分。

HRivs T与HSivs T分别为第i个分解塔的固定精馏线（IR）与固定提馏线（IS）。对于n股进料复杂塔，其平移的IRS曲线可由分解塔的平移IRS曲线组合而成，其数学式可表示为式(3)[18]。

式中，i、j均为下标变量，i表示第i个分解塔。

2.1.3 进料分流预热精馏塔的传热分析与优化

将单股进料预热改为进料分流预热（图2），通过适当调节QF、λ及NF1、NF2，可在保证冷凝器负荷不变的同时，大幅降低再沸器负荷。为此，基于文献[18]，在MTC下构建出双股进料分解塔（图3(a)、(b)）的IRS曲线，对该进料方式进行热力学分析并提出上述参数的优化目标。对于图3中的两个分解塔，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）仅与塔的操作压力、分离精度相关，在此为定值[18]，由此可推导出HRT1=λHRT，HST1=λHST。

因此，进料分流预热精馏塔的IRS可表示如下。

（1）当Δ2≥0时，HRT1+HRT2=HRT–QF，HST1+ HRT2=λHST+(1–λ)HRT–QF，HST1+HST2=HST；

（2）当Δ2＜0，Δ＜0时，HRT1+HRT2=HRT， HST1+HRT2=λHST+(1–λ)HRT，HST1+HST2=HST+QF；

（3）当Δ2＜0，Δ≥0时，HRT1+HRT2=HRT–(1–λ) Δ，HST1+HRT2=λHST+(1–λ)HRT–(1–λ)Δ，HST1+HST2= HST+ QF–(1–λ) Δ。

基于复杂塔IRS的构建方法，绘制出进料分流预热精馏塔的平移IRS曲线(HRT1+HRT2)vsT、(HST1+HRT2) vsT、(HST1+HST2)vsT（图4），此时，三条曲线的交点P1、P2被认为是该精馏塔IRS曲线的夹点和最优进料位置[13]，P1点为控制夹点，通过该点绘制直角梯形，其上下底边分别为该塔的最小再沸器、冷凝器负荷。3条曲线位于梯形区间内的部分为该塔的有效平移IRS曲线，P2点（对应进料F2）的温度为该塔的进料预热温度（TP2＞TP1）。

为使得η=100%，夹点P1、P2应处于同一垂直线上，进料F2应被预热至，此时，该塔的(HST1+HST2) vs T曲线应平移至曲线位置，预热点由P2转移至。将上述条件关联为数学式可表示为如式(4)、式(5)。

图4 进料分流预热精馏塔的IRS曲线

由式(4)、式(5)可知，QF、λ可表示为如式(6)、式(7)。

式中，TP1、TP2为进料分流预热精馏塔获得100%理想预热效率时对应的最优冷热进料温度。

2.2 进料分流预热精馏塔的传质分析

适当调节进料分流预热精馏塔的QF、λ及NF1、NF2，可使得η=100%。但从传质角度出发，将组分完全相同的物料分成两股进料，下方进料会严重干扰塔内正常的气液相组成分布，进而降低两进料板间塔板效率[19]，严重时，塔板会出现液沫夹带或液泛现象，继而破坏塔的正常操作。为此，需对两进料板间的塔板进行水力学分析，通过适当的调节塔板结构，使得精馏塔在保持节能的同时，依然维持正常操作。

由图5可知，对于单股进料预热精馏塔，轻关键组分气液浓度沿塔顶至塔底逐渐减小，重关键组分气液浓度逐渐增多，符合精馏规律；然而，进料分流预热后，两进料板间的轻关键组分气液浓度沿塔顶至塔底先增大后减小，重关键组分浓度反之（见图6虚线椭圆区间），显然，进料分流预热导致两股进料板之间气液组分发生返混，从而降低塔板效率。为此，基于默弗里板效率[17]计算进料分流预热精馏塔塔板效率。

由图7可知，单股进料精馏塔塔板效率由上而下先减小后增大，其原因在于不适宜的进料位置与状态将影响进料板及其附近塔板效率。改造后的精馏塔由于存在两股进料，位于进料板及其附近的塔板效率较低，且改造后的塔板效率小于改造前的塔板效率，其原因在于进料F1与F2分离出的轻重组分在两股进料板间发生返混，降低了塔板效率，且在第m块塔板处塔板效率最小。进料分流预热虽然减小了精馏塔能耗，但破坏了塔内两股进料板之间轻重组分的气液分布（图6），因此降低了精馏塔两股进料板之间的塔板效率（图7）。

图5 单股进料预热精馏塔内轻重组分的气液分布曲线

图6 进料分流预热精馏塔内轻重组分的气液分布

图7 进料预热方式对精馏塔塔板效率的影响

3 水力学建模和核算方法

3.1 水力学建模软件开发

为考察进料分流预热对精馏塔的操作影响，需对两进料板间的塔板进行水力学分析，由于第m块塔板气液分布波动最大，塔板效率最低，故对该塔板进行水力学分析。使用C++计算机语言，通过精简迭代运算代码，利用MATLAB的GUIDE进行图形界面设计软件编程，建立精馏塔的水力学验算的可视化窗口软件SYSU-DISTILL，以降低精馏塔水力学计算的难度。

软件开发架构如图8所示。首先，基于GUIDE程序本质，将软件中的每个功能均编写成相应的回调函数，包括菜单功能、精馏塔工艺尺寸的计算及其水利学性能分析；随后，输入精馏塔任一塔板气液相流率、密度及表面张力，并设置一定的塔工艺尺寸初值（板间距、液层高度、堰长与堰高等）；最后，在软件中完成塔工艺尺寸的计算及其水力学校核，若满足塔板的气液负荷性能，则输出上述塔工艺尺寸初值，反之，则调整参数，直至满足塔板的气液负荷性能为止。本软件适用于浮阀塔与筛板塔，可极大简化这两类塔的水力学分析计算。

3.2 水力学分析与校核

图9中阴影区间表示塔板的可操作性区域，由图可知，第m块塔板操作点（星点）已超出液沫夹带线，造成液相在塔板间的返混，降低了塔板效率，严重时会出现液泛现象。为此，通过合理设置塔板参数可以消除第m块塔板液沫夹带造成精馏塔不稳定性操作，图中圆点Pm为合理设置塔板参数后第m块塔板的操作点，显然，合理设置塔板参数后，第m块塔板的操作点可落入塔的可操作区域内。

图8 软件（SYSU-DISTILL）开发架构

4 案例分析

在吸收稳定系统中，稳定塔是实现液化石油气（LPG，C3-C4）与稳定汽油产品（C6+）分离的主要设备，由于该塔能耗占整个系统能耗比重较大，故需对其进行用能优化分析，而稳定塔的热力学与水力学分析可为其用能优化提供理论依据。为研究稳定塔，基于组分相对挥发度与含量将塔顶产品LPG简化为正丁烷（C4），塔底产品汽油简化为正己烷（C6），此时多组分非清晰体系可简化为正丁烷-正己烷的二元体系。

正丁烷-正己烷塔的进料流率、温度与压力分别为100kmol/h、80℃与1.5MPa，进料中正己烷的摩尔含量为0.8，塔顶压力为1.0MPa，25块理论板，15块塔板进料且塔顶正丁烷与塔底正己烷的摩尔含量均为0.99。基于Aspen Plus软件模拟，D、B、Δ分别为19kmol/h、81kmol/h、1682MJ/h，冷凝器、再沸器负荷分别为860MJ/h、2542MJ/h。

图9 精馏塔第m块塔板的负荷性能图

图10 进料分流预热正丁烷-正己烷塔的IRS曲线

图11 进料分流预热正丁烷-正己烷塔内轻重组分的气液分布

图10 IRS曲线中HP1=HP2=2000MJ/h(η=100%)，此时，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，优化后正丁烷-正己烷塔的冷凝器、再沸器负荷分别为861MJ/h、1543MJ/h，与优化前相比，冷凝器负荷不变，再沸器负荷降低39.3%。由图11可知，正丁烷-正己烷精馏塔进料分流预热后，进料板间的气液分布将受到影响，且第18块塔板处的气液分布波动最大，基于塔板效率[17]可计算单股进料预热与进料分流预热正丁烷-正己烷塔的塔板效率（图12），显然，采用进料分流预热降低了精馏塔塔板效率，且在Nm=18时塔板效率最低。基于MATLAB软件，采用C++计算机语言编制出进料分流预热正丁烷-正己烷塔第Nm=18块塔板的负荷性能图（图13），其中第18块塔板的气液相流量与密度分别为：0.514m3/s、0.003m3/s与2.27kg/m3、802.10kg/m3，表面张力为17.55mN/m。为克服第18块塔板的引发的液沫夹带或液泛等设计问题，正丁烷-正己烷塔（中间段）塔板工艺参数设计结果见表1，此时，其操作点（星点Pm）处于气液负荷性能图的可行操作区内；其中第18块塔板的气液负荷上限由液沫夹带控制，操作下限由漏液控制。

图12 进料预热方式对正丁烷-正己烷塔板效率的影响

图13 正丁烷-正己烷塔第18块塔板的负荷性能图

表1 正丁烷-正己烷塔塔板工艺参数设计结果（中间段）

5 结论

考虑热力学目标，分析提出了将进料预热改为进料分流预热可获得100%的理想预热效率；从水力学角度核算设计了适合于该精馏塔优化改进的结构参数，得出如下结论。

（1）当进料分流预热精馏塔IRS曲线两夹点焓值相同时，η=100%，通过式(4)～式(7)可计算该预热方式的QF及λ，曲线两夹点即为进料分流预热精馏塔进料点。

（2）进料分流预热精馏塔两进料板间的塔板效率小于单股进料预热精馏塔。

（3）利用MATLAB编程软件，构建出精馏塔的水力学核算可视化窗口，可方便、快捷地确定不适宜的操作塔板，进而进行相应塔板结构参数的设计。

（4）基于组分相对挥发度与含量，将稳定塔简化为正丁烷-正己烷二元精馏塔，当HP1=HP2=2000MJ/h，QF=1000MJ/h，λ=0.7，NF1=9，NF2=20时，正丁烷-正己烷塔可获得100%的理想预热效率，且冷凝器负荷不变，再沸器负荷降低39.3%。设置适当的塔板参数可保证精馏塔在正常操作情况下实现节能的目的。

符号说明

B——塔底流率，kmol/h

CGCC——塔总组合曲线

D——塔顶流率，kmol/h

F——进料流率，kmol/h

H——焓值，MW

h——摩尔焓值，MW/kmol

IR——固定精馏线

IS —— 固定提馏线

i —— 第i个分解塔

j —— 变量

MTC —— 最小热力学状态

L —— 塔板液相流量，kmol/h

N —— 塔板数

P —— 夹点

Q —— 热量，MW

T —— 温度，℃

V —— 塔板气相流量，kmol/h

λ —— 分流率

η —— 预热效率

x —— 液相摩尔分数

y —— 气相摩尔分数

Δ —— 焓差值

上角标

* —— 平衡态

下角标

B —— 塔底产品

c —— 冷凝器

D —— 塔顶产品

F —— 进料

L —— 液相

n —— 第n股进料

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 —— 气相

[1] DHOLE V R，LINNHOFF B. Distillation column targets[J]. Computers and Chemical Engineering，1993，17（56）：549-560.

[2] BANDYOPADHYAY S，MALIK R K，SHENOY U V. Feed preconditioning targets for distillation through invariant rectifying−stripping curves[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research，2003，42（26）：6851-6861.

[3] 吴升元，魏志强，张冰剑，等. 基于CGCC的分馏塔进料位置[J].化工进展，2011，30（s2）：111-117. WU S Y，WEI Z Q，ZHANG B J. et al. Study on the feed location of distillation column based on CGCC[J]. Chemical Industry and Engineering Progress，2011，30（s2）：111-117.

[4] ALFADALA H E，AHMAD B M，WARSAME A F. A hierarchical approach to optimize LNG fractionation units[J]. Computer Aided Chemical Engineering，2005，20（5）：1279-1284.

[5] 刘雪刚，张冰剑，陈清林. 基于分馏塔总组合曲线进料位置与进料状态的同步优化[J]. 清华大学学报（自然科学版），2016，56（7）：700-706. LIU X G，ZHANG B J，CHEN Q L. Simultaneous optimization of the feed location and thermodynamic feed conditions for a distillation column based on column grand composite curves[J]. Journal of Tsinghua University（Science and Technology），2016，56（7）：700-706.

[6] FILIPE S P，ROGER Z，MEGAN J，et al. Thermodynamic optimization of distillation columns[J]. Chemical Engineering Science，2011，66（13）：2920-2934.

[7] WEI Z Q，WU S Y，ZHANG B J，et al. An exergy grand composite curve based procedure for arranging side exchangers on distillation columns[J]. Computer Aided Chemical Engineering，2012，31（2）：1592-1596.

[8] NGUYEN N，DEMIREL Y. Retrofit of distillation columns in biodiesel production plants[J]. Energy，2010，35（4）：1625-1632.

[9] LEI Y，ZHANG B J，QI X，et al. Study on constraints for heat removal duties of the main fractionator in delayed coking units[J]. Applied Thermal Engineering，2014，71（1）：573-580.

[10] CHEN T，ZHANG B J，CHEN Q L. Heat integration of fractionating systems in para-xylene plants based on column optimization[J]. Energy，2014，72（7）：311-321.

[11] BANDYOPADHYAY S，MALIK R K，SHENOY U V. Temperatureenthalpy curve for energy targeting of distillation columns[J]. Computers & Chemical Engineering，1998，22（12）：1733-1744.

[12] WEI Z Q，WU S Y，ZHANG B J，et al. A modified approach for generating column grand composite curves[J]. Chemical Engineering & Technology，2012，35（10）：1817-1824.

[13] BANDYOPADHYAY S，MALIK R K，SHENOY U V. Invariant rectifying-stripping curves for targeting minimum energy and feed location in distillation[J]. Computers & Chemical Engineering，1999，23（8）：1109-1124.

[14] BENEDICT M. Multistage separation processes[J]. Transactions American Institute of Chemical Engineering Journal. 1947，43（3）：41-50.

[15] SOAVE G S，GAMBA S，PELLEGRINI L A，et al. Feed-splitting technique in cryogenic distillation[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research，2006，45（16）：5761-5765.

[16] SOAVE G，FELIU J A. Saving energy in distillation towers by feed splitting[J]. Applied Thermal Engineering，2002，22（8）：889-896.

[17] MCCABE W L，SMITH J C，HARRIOTT P. Unit operations of chemical engineering[M]. 7th ed. McGraw Hill International Edition，2008：493-510.

[18] BANDYOPADHYAY S，MISHRA M，SHENOY U V. Energy-based targets for multiple-feed distillation columns[J]. AIChE Journal，2004，50（50）：1837-1853.

[19] 陆恩锡，张慧娟，陈志奎,等. 催化裂化装置解吸塔工艺条件全面分析[J]. 化学工程，1998（1）：29-32. LU E X，ZHANG H J，CHEN Z K，et al. A comprehensive analysis for the process parameters of the stripper of FCC unit[J]. Chemical Engineering，1998（1）：29-32.

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。

国家自然科学基金项目（21276288）。

刘雪刚（1985—），男，博士研究生。联系人：陈清林，教授，博士生导师。E-mail: chqlin@mail.sysu.edu.cn。