工況突變下的天然氣脫碳裝置動(dòng)態(tài)響應(yīng)模擬

畢逢東， 王玉娟， 唐建峰， 花亦懷， 許義飛， 王 銘， 孫培源

(1.中國(guó)石油天然氣與管道分公司，北京 100020；2.中國(guó)石油大學(xué)(華東) 儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院，山東 青島 266580；3.中國(guó)石化 青島液化天然氣有限責(zé)任公司，山東 青島 266000；4.中海石油氣電集團(tuán)有限責(zé)任公司 技術(shù)研發(fā)中心，北京 100027)

天然氣作為一種清潔、高效的能源[1-3]，被普遍應(yīng)用于城市燃?xì)狻⑿履茉雌嚨阮I(lǐng)域[4]，在目前的能源結(jié)構(gòu)中具有舉足輕重的地位[5-6]。天然氣必須經(jīng)過脫碳裝置才能向下游輸送[7]，胺法脫碳因具有處理量大[8-9]、凈化度高[10]等特點(diǎn)被廣泛地應(yīng)用于天然氣預(yù)處理工藝[11-12]。在實(shí)際生產(chǎn)運(yùn)行中，由于不同氣田的氣質(zhì)差異、環(huán)境變化等因素的影響[13-14]，氣田來料氣質(zhì)、氣量等都存在一定的波動(dòng)[15]，而在不同工況下如果不能及時(shí)響應(yīng)，則會(huì)造成吸收塔內(nèi)溫度及液位異常[16-17]，影響正常運(yùn)行[18]。因此，控制好塔溫度、液位是系統(tǒng)操作的關(guān)鍵。為了更加快速、方便、有效地分析裝置受干擾后的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，以保證裝置在運(yùn)行工況發(fā)生突變時(shí)仍能安全穩(wěn)定地運(yùn)行，以一套天然氣脫碳循環(huán)裝置現(xiàn)有運(yùn)行狀況為基礎(chǔ)，建立脫碳裝置對(duì)應(yīng)的動(dòng)態(tài)模型，利用動(dòng)態(tài)模擬手段研究天然氣脫碳系統(tǒng)在遇到原料氣流量、進(jìn)氣壓力、貧液進(jìn)塔流量及進(jìn)塔溫度發(fā)生突變波動(dòng)時(shí)應(yīng)對(duì)各突變工況的響應(yīng)特性。

1 天然氣脫碳循環(huán)裝置HYSYS動(dòng)態(tài)工藝模型

基于國(guó)內(nèi)某天然氣脫碳工藝終端自建一套天然氣脫碳循環(huán)裝置，用以仿真現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工藝，經(jīng)論證，該裝置可有效反映現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際生產(chǎn)情況，因此，依據(jù)現(xiàn)有天然氣脫碳循環(huán)裝置進(jìn)行模型建立研究，可有效指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際運(yùn)行。

1.1 天然氣脫碳循環(huán)裝置動(dòng)態(tài)模擬控制方案

該天然氣脫碳裝置主要采用PID反饋控制，依據(jù)實(shí)際實(shí)驗(yàn)裝置控制方案進(jìn)行設(shè)置，主要控制回路包括原料氣流量控制、塔底液位控制、閃蒸罐壓力控制、閃蒸罐液位控制、再生塔底液位控制、塔頂壓力控制、貧液溫度控制、循環(huán)胺液流量控制等，基本控制方案如表1所示。

表1 天然氣脫碳循環(huán)裝置基本控制方案Table 1 Basic control scheme of the natural gas decarbonization cycle device

1.2 天然氣脫碳循環(huán)裝置動(dòng)態(tài)工藝模型建立

基于天然氣脫碳循環(huán)裝置，利用Aspen HYSYS軟件建立對(duì)應(yīng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)模型。采用酸氣包(Acid gas)流體物性包對(duì)天然氣脫碳工藝在不同溫度、壓力下的特定組分進(jìn)行模擬研究，實(shí)際氣體狀態(tài)方程采用PR方程。設(shè)定主要設(shè)備尺寸，并結(jié)合裝置實(shí)際控制方案添加相應(yīng)的控制器，天然氣脫碳循環(huán)裝置對(duì)應(yīng)的動(dòng)態(tài)工藝模型如圖1所示。

為了在動(dòng)態(tài)模擬中獲得合適的控制參數(shù)，采用HYSYS軟件提供的控制器自整定技術(shù)得出自整定參數(shù)，結(jié)果如表2所示。

FIC-100—Feed gas flow control; FIC-101—Amine solution circulation flow control; FIC-102—Flow control of rich liquid atthe bottom of absorption tower; FIC-103—Rich liquid flow control; PIC-100—Lean liquid flow control at the bottom ofregeneration tower; TIC-100—Lean liquid temperature control; LIC-100—Reboiler level control;IC-100—Regeneration tower top pressure control; V-100—Gas-liquid separation tank圖1 天然氣脫碳循環(huán)裝置動(dòng)態(tài)模型示意圖Fig.1 Dynamic model of the natural gas decarbonization cycle device

表2 控制器參數(shù)整定結(jié)果Table 2 Controller parameter tuning results

1.3 天然氣脫碳循環(huán)裝置模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

將天然氣脫碳循環(huán)裝置模型動(dòng)態(tài)、穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表3所示。由表3可以看出，動(dòng)態(tài)、穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果之間有較高相似度。同時(shí)，將開車工況下動(dòng)態(tài)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，結(jié)果如表4所示。選取開車工況為原料氣流量7.5 L/min、進(jìn)氣壓力3 MPa、貧液進(jìn)塔溫度50 ℃、貧液入塔流量40 mL/min時(shí)進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的響應(yīng)特性準(zhǔn)確性對(duì)比，結(jié)果如圖2所示。由圖2可以看出，動(dòng)態(tài)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的響應(yīng)特性準(zhǔn)確性之間吻合度較高，可以用于后續(xù)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性研究。

表3 天然氣脫碳循環(huán)裝置模型動(dòng)態(tài)模擬與穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of dynamic simulation and steady-state simulation results of the natural gas decarburization cycle device

表4 天然氣脫碳循環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置模型動(dòng)態(tài)模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of dynamic simulation and experimental results of the natural gas decarburization cycle device

Tat—Temperature of absorption tower kettle; Lat—Liquid level of absorption tower kettle圖2 開車工況下動(dòng)態(tài)模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果響應(yīng)特性準(zhǔn)確性對(duì)比Fig.2 Comparison of accuracy of response characteristics between dynamic simulation and experimental results under start-up conditions(a) Tat; (b) LatQLean=40 mL/min; pGas=3 MPa; TLean=50 ℃

2 結(jié)果與討論

2.1 原料氣流量波動(dòng)對(duì)系統(tǒng)響應(yīng)特性的影響

天然氣脫碳循環(huán)裝置的凈化效果會(huì)受到質(zhì)量守恒、熱量守恒等方程的約束作用。對(duì)于原料氣流量在7.5 L/min的氣相進(jìn)料工況穩(wěn)定運(yùn)行一段時(shí)間后，分別將原料氣流量調(diào)至5.0、10.0 L/min，探究?jī)艋瘹釩O2含量、吸收塔塔頂壓力、吸收塔塔釜溫度、吸收塔塔釜液位以及富液酸氣負(fù)荷隨時(shí)間的變化，分析響應(yīng)特性。

固定原料氣摩爾分?jǐn)?shù)為35%CO2+65%N2，貧液入塔流量40 mL/min，吸收壓力3 MPa，貧液進(jìn)塔溫度50 ℃，對(duì)摩爾分?jǐn)?shù)為36%N-甲基二乙醇胺(MDEA)+4%哌嗪(PZ)的混合胺液進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，在模擬穩(wěn)定運(yùn)行20 min后，通過模擬中的干擾單元對(duì)天然氣脫碳系統(tǒng)施加擾動(dòng)，將原料氣流量由7.5 L/min分別調(diào)至5、10 L/min，裝置各關(guān)鍵參數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖3所示。

由圖3可以看出:原料氣流量突降至5 L/min以后，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在22 min后由3.82%逐漸降至3.26%;吸收塔塔頂壓力在27 min內(nèi)先由3.010 MPa降至2.999 MPa,然后又逐漸回升至3.010 MPa;吸收塔塔釜溫度在33 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸降至61.48 ℃，吸收塔塔釜液位在經(jīng)過29 min的波動(dòng)后最終回穩(wěn)至之前的液位80.78 mm，富液酸氣負(fù)荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，在23 min后降至0.62 mol CO2/mol amine。這是因?yàn)椋蠚饬髁肯陆?5%以后，吸收塔內(nèi)的傳質(zhì)推動(dòng)力增大，CO2的脫除深度增加，同時(shí)，進(jìn)入吸收塔的酸性氣體總量會(huì)隨著原料氣流量的減少而減少，進(jìn)而導(dǎo)致酸性氣體吸收總量降低，吸收富液酸氣負(fù)荷下降，塔內(nèi)溫度由于反應(yīng)熱的減少也出現(xiàn)輕微的下降。此外，原料氣流量的突然降低還會(huì)引起吸收塔內(nèi)壓力的下降，進(jìn)而造成富液流量減小，吸收塔塔釜液位也因此會(huì)出現(xiàn)短暫的上升。但是在控制器的逐漸調(diào)節(jié)作用下，吸收塔塔頂壓力以及吸收塔塔釜液位均在發(fā)生小幅度波動(dòng)后最終回到初始值。

xpg—CO2 mole fraction of purified gas; pat—Top pressure of absorption tower; Tat—Temperature of absorption tower kettle;Lat—Liquid level of absorption tower kettle; lCO2—Acid gas load of rich solution圖3 原料氣流量突變時(shí)裝置響應(yīng)特性曲線Fig.3 Device response characteristic curve when the feed gas flow rate changes suddenly(a) xpg; (b) pat; (c) Tat; (d) Lat; (e) lCO2QLean=40 mL/min; pGas=3 MPa; TLean=50 ℃

原料氣流量突升至10 L/min以后，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在21 min后由3.82%逐漸上升至5.68%。吸收塔塔頂壓力在28 min內(nèi)先由3.010 MPa上升至3.020 MPa后又逐漸回落至3.010 MPa；吸收塔塔釜溫度在34 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸降至61.6 ℃，吸收塔塔釜液位在經(jīng)過28 min的波動(dòng)后最終回穩(wěn)至之前的液位80.78 mm，富液酸氣負(fù)荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸上升，在23 min后降至0.80 mol CO2/mol amine。這主要是由于原料氣流量突然增加后，吸收塔內(nèi)的氣/液比加大，降低了傳質(zhì)過程的推動(dòng)力，混合胺液對(duì)CO2凈化程度下降，但是對(duì)于原料氣中CO2的吸收總量卻有所上升，而由于胺液配方本身及其他操作條件的限制使得其吸收能力有限，因此出口CO2含量最終有所升高。此外，由于原料氣流量突然增大，而吸收塔塔頂壓力控制閥未能及時(shí)響應(yīng)動(dòng)作，造成氣體在吸收塔內(nèi)出現(xiàn)一定的積累，進(jìn)而導(dǎo)致吸收塔內(nèi)氣相壓力出現(xiàn)短暫的上升，富液出塔流量也隨之上升，吸收塔塔釜液位則出現(xiàn)短暫的下降。但是在吸收塔塔頂壓力控制器的響應(yīng)調(diào)節(jié)作用下，吸收塔內(nèi)壓力在波動(dòng)后最終穩(wěn)定在初始值3.010 MPa，吸收塔塔底液位下降后塔釜液位控制器也會(huì)相應(yīng)動(dòng)作，調(diào)節(jié)吸收塔塔底富液出塔流量，保證塔釜液位維持在初始水平。

2.2 貧液入塔流量波動(dòng)對(duì)裝置響應(yīng)特性的影響

在應(yīng)對(duì)外界干擾時(shí)，貧液入塔流量作為常用調(diào)節(jié)手段之一。另外，貧液入塔流量的變化直接與吸收塔內(nèi)氣液傳質(zhì)相關(guān)。在液相進(jìn)料工況穩(wěn)定運(yùn)行一定時(shí)間后，分別將貧液入塔流量由40 mL/min調(diào)至30 mL/min和50 mL/min，探究其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。

保持原料氣35%CO2+65%N2的進(jìn)氣流量為7.5 L/min，在吸收壓力3 MPa、貧液進(jìn)塔溫度50 ℃的工況條件，針對(duì)36%MDEA+4%PZ的混合胺液進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，在模擬穩(wěn)定運(yùn)行20 min后，將貧液入塔流量由40 mL/min突變至30、50 mL/min，裝置各關(guān)鍵參數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖4所示。

xpg—CO2 mole fraction of purified gas; pat—Top pressure of absorption tower; Tat—Temperature of absorption tower kettle;Lat—Liquid level of absorption tower kettle; lCO2—Acid gas load of rich solution圖4 貧液入塔流量突變時(shí)裝置響應(yīng)特性曲線Fig.4 Device response characteristic curve when the flow rate of lean liquid into the tower changes suddenly(a) xpg; (b) pat; (c) Tat; (d) Lat; (e) lCO2QGas=7.5 L/min; pGas=3 MPa; TLean=50 ℃

由圖4可知，貧液入塔流量突降至30 mL/min以后，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在15 min后由3.82%逐漸上升至6.48%，吸收塔塔頂壓力在16 min內(nèi)先由3.010 MPa快速下降至3.0075 MPa，又逐漸回升至3.010 MPa，吸收塔塔釜溫度在21 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸降至61.50 ℃，吸收塔塔釜液位短時(shí)間內(nèi)降至76.5 mm，在11 min波動(dòng)后，最終回升至初始液位80.78 mm，富液酸氣負(fù)荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸上升，18 min后穩(wěn)定在0.78 mol CO2/mol amine。貧液入塔流量的突降直接導(dǎo)致酸性氣體的吸收量和吸收塔內(nèi)液體總量下降，導(dǎo)致吸收塔出口CO2含量上升以及吸收塔塔底液位出現(xiàn)劇烈下降，吸收塔塔釜溫度也由于反應(yīng)激烈程度的降低而降低。另外，貧液入塔流量突然降低，造成吸收塔內(nèi)氣相空間瞬時(shí)增大，氣相壓力下降，因此吸收塔塔頂壓力在隨時(shí)間變化時(shí)出現(xiàn)尖峰。

貧液入塔流量突增至50 mL/min后，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在15 min后由3.82%逐漸下降至3.35%，吸收塔塔頂壓力在17 min內(nèi)先由3.010 MPa急速上升至3.0125 MPa，又逐漸回落至3.010 MPa，吸收塔塔釜溫度在22 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸上升至63.11 ℃，吸收塔塔釜液位短時(shí)間內(nèi)突增至84.2 mm，12 min后回歸至初始液位，富液酸氣負(fù)荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，17 min后穩(wěn)定在0.61 mol CO2/mol amine。

貧液入塔流量的突增對(duì)氣-液傳質(zhì)產(chǎn)生較大影響，這主要是由于，一方面，貧液入塔流量增加，造成吸收塔內(nèi)氣/液比下降并偏離平衡線，根據(jù)吸收原理，增大傳質(zhì)推動(dòng)力對(duì)混合胺液吸收CO2的進(jìn)程有促進(jìn)作用；另一方面，貧液入塔流量的增加也會(huì)引起塔內(nèi)液相湍動(dòng)程度的加劇，氣、液接觸面中液相的更新速率加快，CO2與混合胺液的碰撞頻率也相應(yīng)加大，并且貧液入塔流量的增加會(huì)促使反應(yīng)平衡正向移動(dòng)，反應(yīng)也隨之放出更多熱量，因此，貧液入塔流量由40 mL/min階躍至50 mL/min后，酸性氣體吸收總量以及吸收塔塔釜溫度均上升，凈化氣中CO2含量下降。而由于富液酸氣負(fù)荷取決于酸性氣體吸收總量和總胺含量，但是貧液入塔流量增加帶來的酸性氣體吸收總量的影響不及對(duì)塔內(nèi)總胺含量的影響，因此富液酸氣負(fù)荷降低。另外，貧液入塔流量的增加會(huì)對(duì)塔內(nèi)氣相空間造成一定的擠壓，導(dǎo)致吸收塔內(nèi)壓力瞬間上升，但由于擠壓程度較輕，因此吸收塔頂壓力出現(xiàn)的峰值在幅度及持續(xù)性方面均相對(duì)較小。此外，貧液入塔的流量突增，而吸收塔塔底的液位控制又未能及時(shí)動(dòng)作響應(yīng)，導(dǎo)致吸收塔內(nèi)液體累積，吸收塔塔釜液位出現(xiàn)短暫上升現(xiàn)象。

2.3 進(jìn)氣壓力波動(dòng)對(duì)裝置響應(yīng)特性的影響

進(jìn)氣壓力波動(dòng)直接影響塔內(nèi)吸收壓力，對(duì)吸收塔內(nèi)氣體的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)以及氣-液傳質(zhì)均會(huì)產(chǎn)生影響，從而改變反應(yīng)平衡或平衡極限。在保持塔內(nèi)壓力穩(wěn)定運(yùn)行一定時(shí)間后，分別將進(jìn)氣壓力由3 MPa調(diào)至2 MPa和4 MPa，探究系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。

控制原料氣35%CO2+65%N2的進(jìn)氣流量為7.5 L/min，液相流量40 mL/min，貧液進(jìn)塔溫度50 ℃不變，對(duì)36%MDEA+4%PZ的混合胺液進(jìn)行模擬，在動(dòng)態(tài)模擬穩(wěn)定運(yùn)行20 min后，施加擾動(dòng)使吸收塔氣相進(jìn)料壓力由3 MPa突變至2、4 MPa，裝置各關(guān)鍵參數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖5所示。

由圖5可知，當(dāng)進(jìn)氣壓力突降至2 MPa時(shí)，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在18 min后由3.82%逐漸升至4.94%，吸收塔塔頂壓力在13 min內(nèi)由3.010 MPa快速下降至2 MPa左右后出現(xiàn)上下波動(dòng)，吸收塔塔釜溫度在19 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸降至60.7 ℃，吸收塔塔釜液位在18 min內(nèi)先短時(shí)間內(nèi)降至78.8 mm后又回升至初始液位，但其間存在一定的波動(dòng)，富液酸氣負(fù)荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，17 min后穩(wěn)定在0.68 mol CO2/mol amine。這是因?yàn)椋M(jìn)氣壓力突降導(dǎo)致塔內(nèi)吸收壓力下降，對(duì)塔內(nèi)氣體的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)產(chǎn)生影響，塔內(nèi)氣、液接觸推動(dòng)力減小，同時(shí)，壓力降低使得單位體積內(nèi)的分子數(shù)量減少，塔內(nèi)酸性氣體總量減少，造成反應(yīng)平衡逆向移動(dòng)，因此凈化氣CO2含量上升、富液酸氣負(fù)荷下降、吸收塔塔釜溫度降低。但是由于進(jìn)氣壓力的突降，造成塔底富液出塔流量減少，進(jìn)而出現(xiàn)一定的液體累積，因此液位短時(shí)間內(nèi)上升，而隨著壓力的逐漸降低，吸收塔內(nèi)為盡快達(dá)到目標(biāo)吸收壓力，液位會(huì)出現(xiàn)一定幅度的下降，并且由于吸收塔塔頂壓力控制器和塔釜液位控制器動(dòng)作響應(yīng)存在一定的過度調(diào)節(jié)，導(dǎo)致吸收塔內(nèi)壓力以及塔釜液位出現(xiàn)輕微波動(dòng)，也與不同開車工況下實(shí)驗(yàn)研究得出的吸收壓力對(duì)該裝置系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生較為顯著的影響相一致。

xpg—CO2 mole fraction of purified gas; pat—Top pressure of absorption tower; Tat—Temperature of absorption tower kettle;Lat—Liquid level of absorption tower kettle; lCO2—Acid gas load of rich solution圖5 進(jìn)氣壓力突變時(shí)裝置響應(yīng)特性曲線Fig.5 Device response characteristic curve when intake pressure changes suddenly(a) xpg; (b) pat; (c) Tat; (d) Lat; (e) lCO2QGas=7.5 L/min; QLean=40 mL/min; TLean=50 ℃

當(dāng)進(jìn)氣壓力突增至4 MPa時(shí)，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在18 min后由3.82%逐漸升至9.73%，吸收塔塔頂壓力在14 min內(nèi)由3.010 MPa快速升至4 MPa左右后出現(xiàn)輕微波動(dòng)，吸收塔塔釜溫度在19 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸升至63.8 ℃，吸收塔塔釜液位在17 min內(nèi)先急速升至82.65 mm后又出現(xiàn)波動(dòng)并回歸至初始液位，富液酸氣負(fù)荷逐漸上升，在經(jīng)過17 min后穩(wěn)定在0.75 mol CO2/mol amine。這主要是因?yàn)椋M(jìn)氣壓力突增意味著吸收塔內(nèi)壓力升高，單位體積內(nèi)的分子數(shù)量增加，反應(yīng)推動(dòng)力上升，更多的酸性氣體進(jìn)入液相，塔底富液酸氣負(fù)荷以及塔釜溫度均呈現(xiàn)小幅度上升，但是受限于該混合胺液本身的吸收能力，其對(duì)CO2凈化深度下降，導(dǎo)致出口CO2含量升高。另外，由于進(jìn)氣壓力的突增，導(dǎo)致塔底富液出塔流量增加，因此液位短時(shí)間內(nèi)下降，而吸收塔塔頂壓力控制器和塔釜液位控制器動(dòng)作響應(yīng)不及時(shí)，導(dǎo)致吸收塔內(nèi)壓力以及塔釜液位出現(xiàn)上下波動(dòng)，而這也與不同開車工況得出的吸收壓力對(duì)該裝置系統(tǒng)的影響最為顯著的結(jié)論相一致。

2.4 貧液進(jìn)塔溫度波動(dòng)對(duì)裝置響應(yīng)特性的影響

貧液進(jìn)塔溫度對(duì)吸收溫度起到重要影響，同時(shí)會(huì)對(duì)氣-液間傳質(zhì)速率以及平衡極限產(chǎn)生影響，因此，針對(duì)36%MDEA+4%PZ的混合胺液，在原料氣35%CO2+65%N2的進(jìn)氣流量為7.5 L/min、吸收壓力3 MPa、貧液入塔流量40 mL/min工況下進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，在穩(wěn)定運(yùn)行20 min后，將貧液進(jìn)塔溫度由50 ℃分別調(diào)至45、55 ℃，考察其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，裝置各關(guān)鍵參數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖6所示。

xpg—CO2 mole fraction of purified gas; pat—Top pressure of absorption tower; Tat—Temperature of absorption tower kettle;Lat—Liquid level of absorption tower kettle; lCO2—Acid gas load of rich solution圖6 貧液進(jìn)塔溫度突變時(shí)裝置響應(yīng)特性曲線Fig.6 Device response characteristic curve when the lean liquid inlet tower temperature changes suddenly(a) xpg; (b) pat; (c) Tat; (d) Lat; (e) lCO2QGas=7.5 L/min; QLean=40 mL/min; pGas=3 MPa

從圖6可以看出，貧液進(jìn)塔溫度突降至45 ℃后，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在19 min后由3.82%逐漸上升至4.03%，吸收塔塔頂壓力在25 min內(nèi)先由3.010 MPa快速升至3.011 MPa后逐漸回落至初始?jí)毫Γ账獪囟仍?9 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸降至60.9 ℃，吸收塔塔釜液位出現(xiàn)輕微下降，降至80.23 mm，并在波動(dòng)24 min后，回升至初始液位，富液酸氣負(fù)荷在21 min內(nèi)由0.71 mol CO2/mol amine逐漸降至0.695 mol CO2/mol amine。這主要是因?yàn)椋氁哼M(jìn)塔溫度突降，塔內(nèi)溫度場(chǎng)受到較大擾動(dòng)，貧液吸收速率會(huì)有所下降，導(dǎo)致塔內(nèi)氣體產(chǎn)生一定量的累積，塔內(nèi)壓力升高，造成吸收塔塔釜溫度及液位下降，凈化氣CO2含量升高，但吸收溫度降低有助于混合胺液對(duì)酸性氣體的溶解，對(duì)CO2吸收起到一定的促進(jìn)作用，因此下降幅度較小。

貧液進(jìn)塔溫度突增至55 ℃后，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在18 min后由3.82%上升至6.02%，吸收塔塔頂壓力在26 min內(nèi)先由3.010 MPa急速上升至3.012 MPa又逐漸回落至3.010 MPa，吸收塔塔釜溫度在28 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸上升至64.2 ℃，吸收塔塔釜液位出現(xiàn)輕微下降，27 min后回穩(wěn)，富液酸氣負(fù)荷出現(xiàn)輕微上升，22 min后穩(wěn)定在0.725 mol CO2/mol amine。貧液進(jìn)塔溫度突升將會(huì)增大吸收塔內(nèi)酸性氣體與混合胺液之間的傳質(zhì)速率，但是也會(huì)引起其中酸性氣體平衡溶解度的下降，因此貧液進(jìn)塔溫度升高后，在動(dòng)力學(xué)和熱力學(xué)的雙重作用下，凈化氣CO2含量和塔頂壓力會(huì)出現(xiàn)上升。而貧液進(jìn)塔溫度的升高增加了塔內(nèi)液態(tài)水的蒸發(fā)率，導(dǎo)致富液酸氣負(fù)荷出現(xiàn)小幅度的上升。另外，受貧液進(jìn)塔溫度上升的影響，塔內(nèi)氣體迅速膨脹，氣、液湍動(dòng)劇烈，氣、液相傳熱速率增大，吸收塔塔頂壓力和吸收塔塔底液位產(chǎn)生波動(dòng)，并在波動(dòng)起始段均短暫地出現(xiàn)了一個(gè)尖峰。

2.5 天然氣脫碳循環(huán)裝置響應(yīng)特性優(yōu)化

基于上述分析，在現(xiàn)有控制方案中，一是，在工況突變模擬研究中，該裝置系統(tǒng)在應(yīng)對(duì)由于吸收壓力變化造成的工況突變時(shí)，其動(dòng)作響應(yīng)存在一定滯后問題，造成吸收塔內(nèi)壓力及液位出現(xiàn)上下波動(dòng)；二是，由于貧液入塔流量未與吸收塔氣相及液相進(jìn)料之間建立相應(yīng)的控制方案，導(dǎo)致工況突變后貧液入塔流量無法自動(dòng)調(diào)節(jié)。因此，針對(duì)這些問題進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)，以提升裝置運(yùn)行的安全穩(wěn)定性，降低運(yùn)行成本。

2.5.1 控制方案分析優(yōu)化

為實(shí)現(xiàn)吸收塔塔釜液位與進(jìn)氣流量、吸收壓力、貧液進(jìn)塔溫度直接的關(guān)聯(lián)，同時(shí)降低進(jìn)氣壓力波動(dòng)對(duì)吸收塔塔頂壓力及塔釜液位的影響，以吸收塔塔釜液位波動(dòng)幅度為目標(biāo)響應(yīng)值，針對(duì)工況突變中原料氣流量、貧液入塔流量、進(jìn)氣壓力、貧液進(jìn)塔溫度突變對(duì)吸收塔塔釜液位波動(dòng)幅度的影響進(jìn)行響應(yīng)面分析，采用BBD四因素三水平設(shè)計(jì)法進(jìn)行多因素耦合，對(duì)非單一因素突變工況進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬研究。

(1)響應(yīng)面模型建立

以原料氣流量(A)、進(jìn)氣壓力(B)、貧液進(jìn)塔溫度(C)、貧液入塔流量(D)為主要工藝參數(shù)，各突變工況對(duì)應(yīng)的工藝參數(shù)的因素水平如表5所示。利用Design Expert12設(shè)計(jì)的25種具體模擬工況及響應(yīng)結(jié)果如表6所示。

表5 突變工況因素水平Table 5 Factor level of abrupt conditions

通過對(duì)工況模擬結(jié)果進(jìn)行擬合，得到原料氣流量、進(jìn)氣壓力、貧液進(jìn)塔溫度、貧液入塔流量對(duì)吸收塔塔釜液位波動(dòng)幅度影響的回歸方程如式(1)所示。

H=166.93417-3.918A-3.918B-2.37667C-
3.28667D+0.376AB-0.0064AC+0.0376AD-
0.016BC+0.1925BD-0.0016CD+0.101467A2+
1.12667B2+0.025367C2+0.030517D2

(1)

式(1)中:H為工況突變后吸收塔塔釜液位波動(dòng)高度，mm。

表6 響應(yīng)面模擬結(jié)果Table 6 Response surface simulation results

(2)響應(yīng)面模型擬合度分析

對(duì)模型方差進(jìn)行分析，以檢驗(yàn)吸收塔塔釜液位波動(dòng)幅度響應(yīng)模型的準(zhǔn)確性和擬合程度，結(jié)果見表7。

表7 響應(yīng)面模型誤差分析Table 7 Response surface model error analysis

從表7可以發(fā)現(xiàn):該模型P小于0.01，說明此回歸模型的擬合準(zhǔn)確度較高；模型的相關(guān)性系數(shù)R2=0.9375，接近于1，說明誤差影響并不顯著；同時(shí)，回歸模型的信噪比為13.5101(大于4)，也說明模型可信度較高。綜上所述，該模型可以用于后續(xù)優(yōu)化改進(jìn)。

由于在實(shí)際生產(chǎn)運(yùn)行中，原料氣氣質(zhì)波動(dòng)特別是原料氣流量波動(dòng)是最為常見的復(fù)雜工況，因此在進(jìn)行控制方案優(yōu)化時(shí)，將貧液入塔流量與原料氣流量進(jìn)行關(guān)聯(lián)，建立兩者之間的比例關(guān)系，如式(2)所示。

Q′l=Ql×(Q′Gas/QGas)

(2)

式(2)中:Q′l為新工況下貧液入塔流量，mL/min；Ql為原工況下貧液入塔流量，mL/min；Q′Gas為新工況下原料氣流量，L/min；QGas為原工況下原料氣流量，L/min。

2.5.2 優(yōu)化后響應(yīng)特性分析

將式(1)、式(2)添加到原控制方案中進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)。由于在原有控制方案研究中，當(dāng)發(fā)生進(jìn)氣壓力波動(dòng)工況時(shí)，裝置響應(yīng)特性相對(duì)更差，裝置的穩(wěn)定性更易受到影響，因此，針對(duì)進(jìn)氣壓力突變工況，采用優(yōu)化后的控制方案，再次對(duì)裝置進(jìn)行動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性模擬研究。

保持模擬運(yùn)行工況不變，在動(dòng)態(tài)模擬穩(wěn)定運(yùn)行20 min后，施加擾動(dòng)使吸收塔氣相進(jìn)料壓力由3 MPa突變至2、4 MPa，考察各工藝參數(shù)隨時(shí)間的變化情況，探究裝置的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，結(jié)果如圖7所示。

圖7 優(yōu)化后進(jìn)氣壓力突變時(shí)裝置響應(yīng)特性曲線Fig.7 Device response characteristic curve when the intake pressure changes suddenly after optimizationxpg—CO2 mole fraction of purified gas; pat—Top pressure of absorption tower; Tat—Temperature of absorption tower kettle;Lat—Liquid level of absorption tower kettle; lCO2—Acid gas load of rich solution(a) xpg; (b) pat; (c) Tat; (d) Lat; (e) lCO2QGas=7.5 L/min; QLean=40 mL/min; TLean=50 ℃

根據(jù)圖7可知:當(dāng)進(jìn)氣壓力突降至2 MPa時(shí)，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在15 min后由3.82%逐漸升至4.45%，但隨后又回落至4.13%；吸收塔塔頂壓力在13 min內(nèi)由3.010 MPa快速下降至2 MPa左右，并逐漸趨于平穩(wěn)；吸收塔塔釜溫度在17 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸降至60.9 ℃，與優(yōu)化前基本相同；吸收塔塔釜液位在14 min內(nèi)先短時(shí)間內(nèi)降至79.02 mm，后又回升至初始液位；富液酸氣負(fù)荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，15 min后穩(wěn)定在0.701 mol CO2/mol amine。對(duì)比圖5和圖7可以看出，與裝置控制系統(tǒng)優(yōu)化前相比，優(yōu)化后，凈化氣CO2含量以及富液酸氣負(fù)荷均出現(xiàn)一定回落或回升現(xiàn)象，吸收塔塔頂壓力及吸收塔塔釜液位在進(jìn)氣壓力突降后也未發(fā)生上下波動(dòng)，且凈化氣CO2含量、吸收塔塔頂壓力、吸收塔塔釜溫度、吸收塔塔釜液位以及富液酸氣負(fù)荷總體波動(dòng)幅度相對(duì)降低，響應(yīng)變化時(shí)間也有一定縮短。

當(dāng)進(jìn)氣壓力突增至4 MPa時(shí)，凈化氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)在14 min后由3.82%逐漸升至7.12%，又回落至5.45%；吸收塔塔頂壓力在14 min內(nèi)由3.010 MPa快速升至4 MPa左右后未出現(xiàn)上下波動(dòng)；吸收塔塔釜溫度在17 min內(nèi)由62.31 ℃逐漸升至63.5 ℃；吸收塔塔釜液位在14 min內(nèi)先急速升至82.13 mm，后又逐漸回歸至初始液位，與優(yōu)化前相比也未波動(dòng)；富液酸氣負(fù)荷平穩(wěn)上升，并在15 min以后穩(wěn)定在0.733 mol CO2/mol amine。對(duì)比圖5和圖7可以發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化以后，凈化氣CO2含量、富液酸氣負(fù)荷均出現(xiàn)回落，吸收塔塔頂壓力及塔釜液位在工況突變后也未出現(xiàn)波動(dòng)，裝置各關(guān)鍵參數(shù)波動(dòng)幅度及響應(yīng)變化時(shí)間相對(duì)降低，說明優(yōu)化后的控制方案可以起到更好的響應(yīng)動(dòng)作，保證裝置的穩(wěn)定安全運(yùn)行。

3 結(jié) 論

(1)在對(duì)不同因素下的突變工況進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬時(shí)，各關(guān)鍵參數(shù)雖然會(huì)發(fā)生一定波動(dòng)，但均可以較快速地回穩(wěn)，說明該控制響應(yīng)在總體上可以適應(yīng)本研究范圍內(nèi)的工況突變。

(2)吸收塔塔釜溫度由于受進(jìn)塔流體狀態(tài)及塔內(nèi)反應(yīng)程度的雙重影響，因此回穩(wěn)時(shí)間較長(zhǎng)。同時(shí)，由于貧液入塔流量固定，無法對(duì)工況突變做出自動(dòng)響應(yīng)。另外，在遇到進(jìn)氣壓力突變時(shí)，吸收塔塔頂壓力及塔釜液位會(huì)出現(xiàn)過渡調(diào)節(jié)現(xiàn)象，造成塔內(nèi)壓力及液位上下波動(dòng)，而這可能導(dǎo)致在更劇烈的工況突變下，造成液位過高引發(fā)泛塔現(xiàn)象或液位過低引起高、低壓串氣。

(3)針對(duì)原控制方案存在的吸收塔塔釜液位受進(jìn)氣壓力影響較大的問題，對(duì)吸收塔塔釜液位與原料氣氣質(zhì)及貧液進(jìn)塔溫度、流量進(jìn)行多因素耦合優(yōu)化。采用優(yōu)化后的控制方案，對(duì)進(jìn)氣壓力突變時(shí)裝置響應(yīng)特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)添加控制關(guān)聯(lián)后，凈化氣CO2含量、吸收塔塔頂壓力、吸收塔塔釜溫度、吸收塔塔釜液位以及富液酸氣負(fù)荷總體波動(dòng)幅度降低15%～40%，響應(yīng)時(shí)間縮短10%～20%，提高了裝置的穩(wěn)定性及安全性。