液體膨脹機在低溫甲醇洗工藝中的應用及優化

摘要：為降低低溫甲醇洗工藝能耗，提高CO2捕獲量，提出在不同位置使用液體膨脹機替換節流閥的方案。采用Aspen Plus軟件模擬傳統低溫甲醇洗工藝（方案0），物性方法選用CPA（cubic-plus-association）模型，使用實驗數據回歸的二元交互參數進行修正，結果發現主要流股與實際數據的標準偏差均小于1%。使用富碳膨脹機、富硫膨脹機、同時使用富碳/富硫膨脹機替換節流閥（方案1～3）以改進工藝。以敏感性參數為優化變量，綜合考慮熱能、冷能和電能的不同品位，以單位CO2捕獲能耗最低為目標優化工藝參數，得到優化后的方案1～3。與使用節流閥的工藝進行比較，結果表明：方案1～3使單位CO2產品能耗分別降低了11.75%、12.38%和22.90%，優化后的方案1～3進一步降低了6.05%、5.59%和4.47%；方案1～3的效率分別提高了1.23%、1.23%和2.48%，優化后進一步提高了0.20%、0.15%和0.15%；不同位置的膨脹機均能帶來經濟收益，不同的是，優化后方案小幅提高了富硫膨脹機的收益，但大幅降低了富碳膨脹機的收益。該研究可為液體膨脹機的工業化應用提供借鑒。

關鍵詞：低溫甲醇洗；液體膨脹機；經濟分析；碳捕集；能耗分析

中圖分類號：TQ546.5 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202504019 文章編號：0253-987X（2025）04-0203-10

Application and Optimization of Liquid Expander in Rectisol Process

QU Yaopeng， SONG Peng， SUN Jinju

（School of Energy and Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：To reduce the energy consumption of the rectisol process and increase CO2 capture， scenarios are proposed to use a liquid expander at different locations to replace the throttle valve. Aspen Plus software simulates the traditional rectisol process （scenario 0）. The physical method selects the CPA （cubic-plus-association） model and corrects it using binary interaction parameters regressed on experimental data， with standard deviations of the main flow strands from actual data below 1%. Throttle valves are then replaced with a carbon-rich expander， a sulfur-rich expander， and both carbon-rich/sulfur-rich expanders （scenarios 1—3） to enhance the process. Subsequently， sensitivity parameters serve as optimization variables， considering varying levels of heat， cold， and electricity， optimizing process parameters with the objective of overall energy consumption per unit of CO2 product， and obtaining the corresponding optimization scenarios. Results show that applying the liquid expander （scenarios 1—3） reduces energy consumption per unit of CO2 product by 11.75%， 12.38%， and 22.90%， respectively， compared to using a throttle valve; further reductions of 6.05%， 5.59%， and 4.47% are achieved post-optimization. Exergy efficiency increases by 1.23%， 1.23%， and 2.48% for scenarios 1—3， respectively; post-optimization， it further increases by 0.20%， 0.15%， and 0.15%. Economic analysis indicates that different expander positions all yield gains， with optimization slightly boosting profits of the sulfur-rich expander but significantly reducing profits of the carbon-rich expander. This research can provide a reference for the industrial application of liquid expanders.

Keywords：rectisol; liquid expander; economic analysis; carbon dioxide capture; energy analysis

低溫甲醇洗技術^［1-2］的開發可追溯到20世紀50年代，它是一種以甲醇^［3］為溶劑的物理吸收法。CO2、H2S和COS等酸性氣體^［4］在低溫甲醇中溶解度高，因此甲醇^［5-6］是去除酸性氣體的有效方法，同時還能為克勞斯硫回收裝置提供濃縮的H2S。全球已有超過150家工廠采用了低溫甲醇洗技術^［7］。

與Selexol和Purisol等其他酸性氣體去除技術相比^［8］，低溫甲醇洗技術^［9］已被證明更為有效。這是由于高壓低溫條件下，CO2和H2S在甲醇中溶解度較高^［10］。傳統的低溫甲醇洗工藝^［11］面臨兩個重大問題：能耗高^［12］和CO2回收率低^［13］。高能耗主要源于冷熱公用工程系統^［14］和動力設備的功耗。多年來，許多研究都在努力降低低溫甲醇洗工藝的能耗，同時提高CO2捕集率。例如：文獻［15-16］通過增加設備以減少CO2排放量；文獻［17-18］通過系統改造以減少CO2排放量；文獻［13，19］通過改造加優化運行參數的方式降低CO2捕獲能耗。上述研究雖然提高了CO2捕集率，但由于系統復雜^［20-21］，可能會增加現有工廠的改造難度和風險。因此，能耗低、CO2捕集率高、經濟性良好、風險低的解決方案更具吸引力。

使用液體膨脹機替代節流閥是一種非常有價值的選擇，具有可降低低溫甲醇洗的能耗、經濟性好以及系統改造簡單等優點。膨脹機廣泛應用于各個領域，其中最常見的應用是天然氣液化^［22-23］。Qyyum等^［24］通過用低溫膨脹機取代焦耳-湯普森（JT）閥改進了天然氣液化流程，能耗減少了28.57%。Huo等^［25］在空氣分離工藝中應用這一技術，可節約2.12%能耗。Qu等^［26］研究了低溫甲醇洗工藝中使用氣體膨脹機替換JT閥，最高可節約1.58%能耗。

耍芬芬等^［27］在低溫甲醇洗工藝中使用液力透平泵回收壓力能，年可節省電費超過56萬元。但是，未考慮對冷熱公用工程用量及CO2產品氣的影響。液體膨脹機的引入會對上下游工藝參數產生影響。尚未有研究在考慮液體膨脹機的基礎上，對低溫甲醇洗參數進行再匹配。為挖掘節能降耗潛力，本文以林德低溫甲醇洗工藝為研究對象，針對分別使用富碳膨脹機、富硫膨脹機、同時使用富碳/富硫膨脹機3種方案，以敏感性參數為優化變量，綜合考慮熱能、冷能、電能的不同品位，以單位CO2捕獲綜合能耗最低為目標對工藝參數進行優化，得到各方案的最佳操作參數。

1 系統描述

圖1為某大型煤化工集團氣化和合成工藝之間的凈化部分（低溫甲醇洗工藝），該部分主要由塔、泵、壓縮機、換熱器和分流器組成，分別用T、P、C、E和SP表示，設備之間通過管道連接。其中，塔設備包括吸收塔T1、CO2解吸塔T2、N2氣提塔T3和T6、熱再生塔T4、甲醇-水分離塔T5。原料氣與少量甲醇預混合以防止結冰，與循環氣混合后進入吸收塔T1。吸收是放熱過程，因此在T1中配置了兩個液側冷卻回路，以提高吸收效果。凈化氣從T1頂部排出，進入合成段。CO2富甲醇液經過分流器SP1分流，一部分返回吸收塔，另一部分經過節流閥1降壓后進入分離器V1，V1塔底液相富甲醇液經過分流器SP2分流，分別進入解吸塔T2和氣提塔T3。T1塔底富甲醇液經過節流閥2降壓后進入分離器V2，V2塔底液相富甲醇液直接進入氣提塔T3。T3塔底富甲醇液進入氣提塔T6進一步氣提后，氣相返回T3，液相流入T4，經過T4塔底再沸器R1加熱精餾解吸出H2S，T4塔頂氣體作為克勞斯氣輸出系統，T4塔底大部分貧甲醇液被送回T1重新吸收酸性氣體，少量貧甲醇液被送入甲醇-水分離塔T5脫除水分。

為討論方便，將現有使用JT閥的工藝定義為方案0，如圖1所示。該工藝中有兩處減壓位置，即液體節流閥1（其中為富碳甲醇液）和節流閥2（其中為富硫甲醇液）所示位置，這兩處壓差大、流量大。因此，本文針對分別使用液體膨脹機替代上述兩處JT閥以及同時替代形成的3種方案進行討論，方案1～3分別為使用富碳膨脹機、富硫膨脹機、同時使用富碳和富硫膨脹機的工藝，如圖2所示。

2 數值模型與驗證

文獻［28-29］基于Aspen Plus軟件及CPA（cubic-plus-association）模型對低溫甲醇洗工藝進行預測，能夠模擬含有極性/締合性化學品和碳氫化合物的混合物汽液平衡或汽液液平衡^［30］。

本文采用Aspen Plus軟件，使用修正的CPA模型對現有的林德低溫甲醇洗工藝建模。為了便于理解，列出了重要設備的基本計算方程。

膨脹機輸出功率 W exp的定義^［26］如下

W exp =η is，exp F（h in，e －h out，s ） （1）

式中：η is，exp 表示等熵效率，設置為85 % ^［25-26］；F表示流量；h in，e 表示膨脹機入口焓；h out，s 表示膨脹機等熵出口焓。

閥門^［25］和分流器^［15］的出、入口焓計算方程如下

h in，v =h out，v "（2）

h in，s =∑ih out，i "（3）

式中：h in，v 表示閥門入口焓；h out，v 表示閥門出口焓；h in，s 表示分流器入口焓；h out， i表示分流器出口第i股流股焓。

將主要流股物理量的本文模擬數據與實際數據^［19］進行對比，結果如表1所示。可以看出，主要數據的最大標準偏差均小于1%。詳細模型描述和對比數據見文獻［26］。

3 能耗、和經濟分析

3.1 能耗分析

單位CO2產品的能耗是評估低溫甲醇洗工藝的常用能效指標，常定義為系統總能耗與CO2產量之比，即

β（ CO 2）=ω sys m（ CO 2） （4）

式中：ω sys 表示系統總能耗；m（ CO 2）表示 CO 2產量。

系統總能耗為熱能、冷能和電能之和。鑒于不同能量的獲取難度存在差異，為了更科學地反應能耗水平，根據不同能源的價格^［26］確定相應的權重系數，定義了綜合能耗指標

β（ CO 2）=（a∑n e i=1Wi， e +b∑n h i=1Wi， h +c∑n cp i=1Wi， cp +

d∑n cw i=1Wi， cw ）/m（ CO 2）（5）

式中：Wi， e 、Wi， h 、Wi， cp 和Wi， cw 分別表示各設備電耗、熱耗、丙烯制冷能耗和冷卻水制冷能耗，相應的權重系數a～d分別為1、0.048、0.654、0.010。

3.2 分析

多組分流股的摩爾ε t 由物理摩爾ε ph 和化學摩爾ε ch 組成，表示為

ε t =ε ph +ε ch "（6）

式中：ε t 表示摩爾；ε ph 和ε ch 分別表示物理和化學摩爾。

物理摩爾是溫度T、熵s和摩爾焓h的函數。流股在實際條件（T，p）和標準環境條件（T0，P0）下的焓值分別表示為h（T，p）和h（T0，p0），在實際條件和標準環境條件下的熵值分別表示為s（T，p）和s（T0，P0）。環境溫度和壓力^［15］分別為298.15 K 和1 bar 。物理摩爾計算公式為

ε ph =h（T，p）－h（T0，p0）－T0（s（T，p）－s（T0，P0）） （7）

此外，物理摩爾可以分為基于溫度的εT和基于壓力的εp兩個部分，各部分的計算式如下

ε ph =εT+εp （8）

εT=h（T，p）－h（T0，p）－

T0（s（T，p）－s（T0，P）） （9）

εp=h（T0，p）－h（T0，p0）－T0（s（T0，p）－s（T0，P0）） （10）

由于在低溫甲醇洗工藝中不發生化學反應，所以混合流股的化學摩爾僅由吸收和解吸過程產生。混合流股的化學摩爾可以根據各組分的摩爾分數及其標準化學摩爾計算得出，如下所示

ε ch =∑ixiε ch ，i+RT0∑ixi ln xi （11）

式中：R、ε ch ，i、xi分別表示摩爾氣體常數、各組分的標準化學摩爾和摩爾分數。

流股的總 E 是摩爾和摩爾流量 F 的函數，表示為

E=Fε t "（12）

根據上述參數可以計算出效率和損失。損失是指總輸入減去總輸出，可寫成

I=E in －E out "（13）

效率反映了系統與設備之間的匹配程度，同時也從質量角度揭示了能量的利用效率。效率（ψ）是產品（E pr ）和副產品（E bypr ）與總輸入（E in ）之比，記為

ψ=E pr +E bypr E in "（14）

3.3 經濟性分析

經濟分析是比較不同項目盈利能力的重要工具。本研究選擇了回報期（ P OR）和生命周期利潤（ L CP）兩個指標來評估低溫甲醇洗工藝的經濟效益。計算方法考慮了投資、折舊、液體膨脹機的發電量和冷能節約量。

生命周期利潤是指產品在整個生命周期內創造的總凈值，可以描述為

L CP =A P （1+i）n－1i（1+i）n－C e "（15）

式中：A P 表示年利潤；i表示實際利率；n和C e 分別指設備使用壽命和液體膨脹機的資本投資。

在某種程度上，回收期反映了資本周轉的速度^［31］。投資回收期越短，表明資本周轉越快、風險越低、利潤率越高。根據年利潤、資本投資和實際利率可以計算出回收期

P OR = ln （A P ）－ ln （A P －iC e ） ln （1+i） （16）

更多詳細的模型描述和計算方法參見文獻［26］。

4 結果與討論

4.1 優化分析

膨脹機會產生制冷量，影響流程參數，需要優化運行參數，降低CO2捕獲能耗。定義 X sp1為分流器SP1流入吸收塔T1的分流分率， X sp2為分流器SP2流入解吸塔T2的分流分率。分別對公用系統冷能、熱能、電能、中壓閃蒸壓力、 X sp1和 X sp2等參數進行敏感性分析。圖3為方案1中壓閃蒸壓力的敏感性分析結果。中壓閃蒸壓力越低，回收的壓力能越高，但循環氣壓縮機功率也有所增加，且增幅更大。這是因為降低中壓閃蒸壓力會閃蒸出更多循環氣，增加了循環氣壓縮機負荷。與此同時，CO2產品氣中的H2S摩爾分數也會在中壓閃蒸壓力降至7bar時觸及低溫甲醇洗工藝指標邊界，因此方案1中壓閃蒸壓力的調節范圍為8～13bar。采用同樣的方法，得到方案2和3中壓閃蒸壓力的調節范圍分別為11～13bar和13bar。綜上所述可知，方案1～3中壓閃蒸壓力選擇設計值13bar。

X sp1和 X sp2是CO2捕獲過程中的兩個敏感性參數，它們分配富硫/富碳甲醇的流向，影響系統能耗和CO2產品氣量。敏感性分析表明， X sp1、 X sp2小于0.3或大于0.7易突破表2所示的工藝指標邊界，所以計算范圍選為0.3～0.7。定義 y ob為目標函數，將 X sp1和 X sp2作為變量，以單位CO2捕獲能耗最低為目標進行優化，得到為

y ob =f（X sp1 ，X sp2 ）= min （β（ CO2 ）） （17）

對不同的 X sp1和 X sp2值進行交叉計算，生成若干參數組合，對此進行流程模擬，篩選滿足低溫甲醇洗工藝指標的結果，選取滿足優化目標的最優解作為優化方案。圖4為方案1的單位CO2能耗分布圖，圖中黑色點為最優解，對應的 X sp1/ X sp2值為0.41/0.42，即為優化后的方案1。方案2和3最佳的 X sp1/ X sp2值分別為0.48/0.46和0.47/0.47，即為優化后的方案2和3。

使用富碳膨脹機、富硫膨脹機、同時使用富碳/富硫膨脹機替換節流閥（方案1～3）可以改進工藝。以敏感性參數為優化變量，綜合考慮熱能、冷能和電能的不同品位，以單位CO2捕獲能耗最低為目標可進一步優化工藝參數，得到優化后的方案1～3。表3列出了不同方案的低溫甲醇洗工藝的能量消耗。可以看出：與方案0相比，方案1～3（包括優化后的方案）的電量消耗均下降，熱量消耗幾乎未變， 系統總能耗均下降。除了優化后的方案1的冷量消耗增加外，其他方案的冷量消耗均較方案0有所降低。這是因為膨脹機的位置不同，對系統的作用效果存在差異：富硫膨脹機出口的流股流入氣提塔T3，低溫會減少廢氣中的CO2量，使得更多CO2從T3塔中部流入T2；富碳膨脹機出口流股經分流器分別流入解吸塔T2和氣提塔T3，低溫會抑制T2塔中CO2的解吸，從而增加冷能消耗。方案1～3的系統能耗較方案0分別降低了7.31%、7.28%和14.62%；優化后，方案1和3的系統能耗較優化前分別增加2.38%和0.44%，方案2基本持平。方案1～3的CO2產量較方案0分別增加了5.04%、5.81%和10.74%；優化后的方案1～3的CO2產量較方案0分別增加了15.44%、12.92%和18.08%。雖然優化后的方案1和3的總能耗較方案1和3有所增加，但是CO2產品氣量也有所增加，且增幅更大，這使得單位CO2產品能耗大幅降低。方案1～3的單位CO2產品能耗較方案0分別降低了11.75%、12.38%和22.90%；優化后的方案1～3的單位CO2產品能耗較方案0分別降低了17.80%、17.97%和27.37%。使用膨脹機替換JT閥降低了CO2捕獲能耗，優化發揮了膨脹機的潛能，使得CO2捕獲能耗進一步降低。

4.2 分析

對不同方案的低溫甲醇洗工藝進行了分析。Aspen Plus軟件中的允許誤差設置為10^－4，低溫甲醇洗工藝效率的誤差帶為±0.02%，如圖5所示。表4列出了不同方案低溫甲醇洗工藝的分析數據。可以看出，除了方案1的輸入能量較方案0有所增加，其余方案均降低，這與上節的能耗分析一致。方案0～3的效率分別為64.88%、66.10%、66.11%和67.36%。與方案0相比，方案1～3的效率分別提高了1.23%、1.23%和2.48%，優化后進一步提高了0.20%、0.15%和0.15%。效率的提高是由于系統輸入功率和損失的減少。與方案0相比，方案1～3的輸入功率分別降低了1.01%、1.17% 和2.19%，優化后的方案1～3的輸入功率分別降低了－0.13%、1.20%和2.04%。此外，方案1～3的損失分別比方案0低3.68%、3.72%和7.46%，優化后的方案1～3的損失分別降低了4.06%、4.15% 和7.79%。

熱力學循環性能可以通過效率來評估。較高的效率導致較低的損失，反之亦然。對比方案1～3效率的增量可知，使用一臺液體膨脹機的方案1和2的系統效率均增加了1.23%，使用兩臺液體膨脹機的方案3的系統效率增加了2.48%，約為方案1和2之和，可見不同位置膨脹機對系統效率的提升總是正向的，可以顯著提升有效能的利用。

4.3 經濟分析

對低溫甲醇洗工藝進行了經濟分析，以評估使用液體膨脹機（方案1～3）替代JT閥及對其優化的經濟性。表5為經濟分析結果，包括總資本投資、生命周期利潤和回報期。使用液體膨脹機可產生綠色電能，同時減少丙烯制冷能耗（優化后的方案1除外）和冷卻水消耗。方案1～3中液體膨脹機的年發電量分別為3474.3、3336.7、6824.5MW·h，優化后，方案1增加至3942.0MW·h，方案2和3與優化前基本一致。方案1～3的年節約丙烯制冷能耗量分別為2023.5、2075.2、4092.1MW·h。優化后，方案2的年節約丙烯制冷能耗量略微增加，方案3小幅下降，方案1大幅下降。方案1～3每年節約的冷卻水能耗量分別為103.2、176.0、282.0MW·h，優化后，方案1增至185.3MW·h，方案2和3略微減少。

綜合考慮折舊費、電費、丙烯制冷費和冷卻水費，方案1～3的年利潤分別為56.02、55.81、112.01萬美元，優化后，方案2的年利潤增加至56.54萬美元，方案1和3降至39.34、109.14萬美元。這些指標表明，使用液體膨脹機可以帶來可觀的經濟效益：優化后的方案1和3以較小的年利潤損失換來CO2減排量的大幅提高，優化后的方案2同時提高了年利潤和CO2減排量。方案1～3的生命周期利潤分別為914.04、911.99、1829.23萬美元，方案3約為前兩者之和；優化后的方案1和3分別降至626.20、1779.80萬美元，優化后的方案2小幅增至924.62萬美元，這是因為優化增加了方案1和3的系統能耗，降低了方案2的系統能耗。方案1～3的回收期分別為0.95、0.93、0.94a，這與在天然氣液化工廠使用水輪機替換JT閥的投資回收期少于1a^［32］相一致。優化后，方案2和3的回收期變化甚微，方案1增加至1.36a。

5 結 論

通過使用液體膨脹機替代JT閥改進了低溫甲醇洗工藝，為了發揮膨脹機潛力，對相關參數進行了優化。對不同方案的低溫甲醇洗工藝進行了能耗分析、分析和經濟分析。本文主要結論總結如下。

（1）不同位置膨脹機的優化效果存在差異，優化后，方案2的系統能耗略微下降，方案1的系統能耗大幅上升，但CO2產品氣量均大幅增加，這使得方案1～3的單位CO2產品能耗較方案0分別降低了11.75%、12.38%和22.90%，優化后的方案1～3的單位CO2產品能耗進一步降低了6.05%、5.59%和4.47%。使用膨脹機替換JT閥降低了CO2捕獲能耗，優化發揮了膨脹機的潛能，使得CO2捕獲能耗進一步降低。

（2）分析表明，液體膨脹機的應用（方案1～3）使系統效率分別提高了1.23%、1.23%和2.48%，優化后，效率進一步提高至1.43%、1.38%和2.61%。

（3）不同位置膨脹機的經濟性也存在差異，預期投資回收期為0.92～1.36 a，其中最長回收期為優化后的方案1，最短為優化后的方案2。

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（編輯 陶晴）