精餾塔壓力熱旁路控制系統中熱旁路氣體流量的計算

劉成軍　溫世昌　周　璇　宋豐來

中國石油工程建設公司華東設計分公司　青島　266071

精餾塔壓力熱旁路控制系統中熱旁路氣體流量的計算

劉成軍*溫世昌周璇宋豐來

中國石油工程建設公司華東設計分公司青島266071

摘要精餾塔壓力熱旁路控制系統已被廣泛用于石油化工裝置中。熱旁路氣體的流量是熱旁路控制系統的一個重要參數，是保證該系統正常操作的關鍵因素。本文介紹了兩種用于計算熱旁路氣體流量的經驗方法，即回流罐內氣、液介質混合后全部變為飽和液體的方法和維持回流罐內氣、液界面“液膜”溫度恒定的方法。以某MTBE裝置催化蒸餾塔熱旁路控制系統為具體實例，分別計算出熱旁路氣體的流量并與工藝包數據作比較。結果表明用前一種方法計算的數據與工藝包數據相貼近。實際設計過程中熱旁路氣體流量可按塔頂氣體總量的15%～25%取值。

關鍵詞熱旁路控制氣體流量冷凝液回流罐液膜傳熱系數

精餾塔壓力熱旁路控制主要用于塔頂氣相全冷凝的工況。該控制方案可將回流罐置于冷凝器之上，提供給回流泵較高的凈正吸入壓頭；冷凝器可安裝在地面，不需要設置支撐構架，降低了投資費用，且方便冷凝器檢修和清洗；調節閥安裝在熱旁路管線上，尺寸可大幅度降低；避免某些控制方案因壓力升高而將塔頂產品排往火炬而造成的損失。由于具有以上優點，熱旁路控制塔壓已被廣泛用于石油化工裝置中。

熱旁路氣體的流量是熱旁路控制系統的一個重要參數，若該流量取值過小，就會造成熱旁路管線和調節閥尺寸設計過小，在需要提高塔壓時，即使熱旁路調節閥全部打開，也不能快速地將塔壓提高到正常值，造成精餾塔壓力控制不穩定；若該流量取值過大，則熱旁路管線和調節閥尺寸過大，不但造成了投資增加，而且在塔壓偏低時，熱旁路調節閥開度增大，大量的熱旁路氣體就會進入回流罐中，如果沒有足夠的冷凝液吸收熱旁路氣體過多的潛熱，積聚于回流罐的氣相量增加，導致塔壓升高直至超過設定值，使熱旁路管線調節閥關小，又易造成塔壓下降直至低于設定值，如此反復，造成塔壓呈鋸齒形變化。迄今為止，尚無一種準確的計算方法用于確定熱旁路氣體的流量。本文根據相關文獻，介紹了兩種經驗方法，即回流罐內氣、液介質混合后全部變為飽和液體的方法和維持回流罐內氣、液界面“液膜”溫度恒定的方法。并以某引進工藝包的MTBE裝置催化蒸餾塔熱旁路控制系統為具體實例，分別采用這兩種方法計算出熱旁路氣體的流量并與工藝包數據作簡要比較。

1熱旁路控制的原理

熱旁路控制方案的流程簡圖見圖1。

圖1　熱旁路控制方案

當塔頂壓力小于設定值時，熱旁路調節閥開度增大，進入回流罐的熱旁路氣體流量增加，氣、液兩相界面間的液體溫度升高，使回流罐壓力PD升高。由于回流罐液位HD受液位調節閥的控制，可以認為保持不變，且冷凝器壓力PE在調節過程中也基本保持不變。根據貝努利方程可知，在忽略摩擦損失且在HD、PE保持不變的情況下，冷凝器液位HE隨PD升高而上升，說明隨著熱旁路調節閥開度增大，回流罐內液體將倒流至冷凝器中，冷凝器內液位升高，被冷凝液浸沒的傳熱面積增加，氣相冷凝速率就會降低，使塔內氣相儲量增加導致壓力逐漸升高直至達到設定值。

當塔頂壓力高于設定值時，熱旁路調節閥開度關小，回流罐壓力PD降低，冷凝器和回流罐間的壓差增加，更多的冷凝液被壓送至回流罐中，冷凝器內液位下降，氣體冷凝速率加大，使塔壓降低至設定值[1～6]。

2回流罐內氣、液介質混合后全部變為飽和液體的方法

在回流罐內氣、液兩相界面間存在一層厚度為25mm左右的“液膜”[7]，該“液膜”的溫度高于回流罐冷凝液的主體溫度。熱旁路氣體自回流罐頂部進回流罐后，通過“液膜”向過冷的冷凝液傳遞熱量并被冷凝，冷凝液吸收熱旁路氣體的潛熱后溫度逐漸升高，其飽和蒸氣壓相應升高，由于冷凝液飽和蒸氣壓即為回流罐壓力，故回流罐壓力升高；反之亦然。于是可假定過冷的冷凝液通過“液膜”吸收全部熱旁路氣體，熱旁路氣體的冷凝熱用于過冷的冷凝液升溫，直至兩者的溫度達到回流罐操作壓力下相應的飽和溫度為止。根據此假定，可近似地求出熱旁路氣體的流量[6,7]。由熱量平衡可得：

GHH1+(GT-GH)H2=H3GT

(1)

整理得：

GH=(H3-H2)/(H1-H2)GT

(2)

式中,H1為入冷凝器的塔頂氣體的焓，J/kg；H2為冷凝器出口過冷液體的焓，J/kg；H3為與回流罐操作壓力相對應的飽和溫度下的液體焓，kJ/kg；GH為熱旁路氣體質量流量，kg/s；GT為塔頂餾出氣體總量，kg/s。

冷凝器出口液體的過冷度越大，H2越小，所需的熱旁路氣體質量流率越大。如文獻8采用與本方法相似的方法計算出某裝置脫丙烯塔熱旁路氣體量與塔頂氣相餾出量的比值，當冷凝溫度為40℃、35℃、30℃時，該比值分別為7.0%、11.0%、14.5%。

在式(2)中變量僅有4個，而且具體數值也很容易得到，因此采用該經驗公式可方便、快速地計算出熱旁路氣體的流量。

3維持回流罐內氣、液界面“液膜”溫度恒定的方法

如前所述，位于回流罐氣、液兩相界面之間的“液膜”與回流罐上部的熱旁路氣體呈平衡狀態，該液膜的溫度高于回流罐冷凝液的主體溫度，且對應的飽和蒸氣壓即為回流罐的壓力，也就是說，無論冷凝液是飽和的還是過冷的，只要維持該“液膜”溫度恒定就能維持回流罐壓力穩定，但維持該溫度需消耗一定量的熱旁路氣體，其冷凝潛熱用于補償向冷凝液主體和外界散熱而造成的熱損失，所消耗的氣體量可由以下各式計算：

QH=QC+QL

(3)

Qc=hC·AC·(T1-T2)

(4)

QL=hL·AL·(T1-TA)

(5)

GH=QH/(H1-H3)

(6)

式中，QH為熱旁路氣體冷凝所產生的熱量，W；Qc為熱旁路氣體向“液膜”下方冷凝液主體傳遞的熱量，W；QL為熱旁路氣體通過“液膜”上方氣相空間向外界傳遞的熱量，W；hC為通過傳導和對流向“液膜”下方冷凝液傳熱的傳熱系數，W/(m2·℃)；hL為通過對流和輻射向外界傳熱的傳熱系數，W/(m2·℃)；AC為回流罐氣、液兩相界面 “液膜”的表面積，m2；AL為回流罐氣相空間所占表面積，m2；T1為回流罐氣、液兩相界面 “液膜”的溫度，℃；T2為“液膜”下方冷凝液主體溫度，℃；TA為環境溫度，℃。

文獻9提供了與氣、液兩相雷諾數相關聯的hC經驗計算公式：

hC=0.282ReL0.286ReG-0.017

(7)

式中，ReL為液相雷諾數；ReG為氣相雷諾數。

根據式(7)計算出某脫丙烷塔、某脫丁烷塔的hC值，分別為9.6～9.8、6.0～6.4 W/(m2·℃)。但未提計算ReL及ReG的方法，因此式(7)無法直接應用。

在式(4)中，氣、液兩相界面間的“液膜”是一種良好的隔熱體，故hC值較小，文獻7給出的經驗值為10～55 W/(m2·℃)。當氣、液兩相界面的“液膜”保持穩定時，hC值就不會有大的波動。T2是“液膜”下方冷凝液的溫度，該溫度也可近似認為保持不變。只有T1隨著塔壓的變化而出現較明顯的變化，當塔壓提高時，T1必然提高，反之亦然。T1的提高或降低是通過增大或減少熱旁路氣體的流量GH來實現的。

在式(5)中，hL值與回流罐是否保溫有直接關系。根據文獻7，當回流罐未保溫且外界無風時，hL經驗值約為10～17W/(m2·℃)，有風時約為28～40W/(m2·℃)，當下雨時增大至85～115W/(m2·℃)，在暴風雨天氣時，hL值更大，甚至高達hC值的數十倍；當回流罐保溫時，hL值較小，僅為1～2W/(m2·℃)。可見，在回流罐未保溫時，熱旁路氣體流量GH受環境因素影響較大。

在計算熱旁路氣體流量時，hC、hL應按最苛刻的條件下取值。

4應用比較

某MTBE裝置采用國外Axens公司的技術和工藝包，其催化蒸餾塔的塔頂壓力采用熱旁路進行控制，該塔的相關操作條件如下：

塔頂介質為混合碳四及甲醇的混合物，塔頂壓力為0.75MPa，回流罐壓力為0.70MPa，塔頂餾出氣體總量GT為14.163kg/s，入冷凝器的塔頂氣體的焓H1為-1202400J/kg，冷凝器出口過冷液體的焓H2為-1577800J/kg，與回流罐操作壓力相對應的飽和溫度下的液體焓H3為-1523400kJ/kg，回流罐氣、液兩相界面 “液膜”的溫度T1為60.5℃，“液膜”下方冷凝液主體溫度T2為40.0℃，TA取最苛刻條件下的環境溫度，即TA為-18.2℃。

回流罐為臥式容器，直徑為2.2m，長度為6.9m，未保溫。正常液位控制在回流罐的正中間位置。根據以上參數，可求得AC為18.9m2，AL為38.8m2。

熱旁路氣體的流量基于較苛刻的條件下確定，故hC、hC分別取值為55W/m2.℃、115W/(m2.℃)。

將上述數據分別代入式(2)～(6)，可求得熱旁路氣體質量流量GH值，將計算結果整理并與工藝包數據進行比較，結果見表1。

由表1可見，用方法1計算的熱旁路氣體量與塔頂氣相餾出量的比值為14.49%，用方法2計算的為8.19%，工藝包數據為15.00%。用方法1計算的數據與工藝包數據相貼近。用方法2計算的數據偏小，是由于hC、hL取值過小造成的，建議在采用該公式時，應適當加大hC、hL取值。

表1　采用不同方法求得的熱旁路氣體質量流量的比較

備注：方法1指回流罐內氣、液介質混合后全部變為飽和液體的方法；方法2指維持回流罐內氣、液界面“液膜”溫度恒定的方法。

許多文獻和資料將熱旁路氣體量與塔頂氣相餾出量的比值控制在15%～25%之間，如 CDTECH公司在其提供的多套催化輕汽油醚化裝置工藝包數據中，將催化蒸餾塔和甲醇回收塔熱旁路氣體量分別取為塔頂氣相餾出量的20%、25%。可見當缺乏物性數據或用于估算時，GH可按GT的15%～25%取值，該值作為熱旁路調節閥設計的正常流量值一般能滿足實際操作要求。

另外，文獻10指出熱旁路氣體的最大流量應按塔頂氣相餾出量計算，但該值太大，將導致熱旁路調節閥尺寸選型過大而造成不必要的浪費。實踐證明，最大流量按正常量的1.5倍取值可保證熱旁路控制系統正常操作。

5結語及建議

(1)本文提供兩種用于熱旁路氣體流量計算的經驗方法。以某引進工藝包的MTBE裝置催化蒸餾塔熱旁路控制系統為例進行計算，兩種方法計算的熱旁路氣體量與塔頂氣相餾出量的比值分別為14.49%和8.19%。工藝包數據為15%，采用前一種方法計算的數值與工藝包數值相貼近，采用后一種方法計算的數值偏小，在計算時應適當加大hC、hL取值。

(2)在缺乏物性數據或用于估算時，熱旁路氣體正常流量可按塔頂氣體總量的15%～25%估值，最大流量按正常流量的1.5倍取值，這些值作為熱旁路調節閥設計值一般能滿足正常操作需要。

(3)為保持熱旁路氣體流量的穩定，防止氣溫驟變如下雨等對控制的干擾，建議對回流罐及相應管線保溫。特別是當操作壓力較高且餾出液為窄餾分時更需保溫，因為在這種情況下，溫度微小的變化就會引起熱旁路氣體與冷凝液流量之比的較大變化，造成系統壓力波動。

(4)目前，用于計算hC、hL的經驗公式很少，建議通過對正在運行的熱旁路控制系統進行現場實驗和數據采集，對影響熱旁路控制系統的各個變量進行定量分析，進一步研究熱旁路氣體向冷凝液主體及外部環境進行傳熱的機理，找出hC、hC值與工藝介質物性、外部環境條件等因素相關聯的計算公式，為精確計算熱旁路氣體流量打下良好的基礎。

參考文獻

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10龔劍平.精餾塔的自動調節[M].化學工業出版社，1984:176-186.

(收稿日期2016-02-24)

*劉成軍：教授級高級工程師。1989年畢業于成都科技大學， 2002年畢業于石油大學(華東)，獲碩士學位。一直從事煉油化工專業設計工作,曾發表論文40余篇。聯系電話：(0532)80950783，E-mail：liuchengjun@cnpccei.cn。