工況突變下的天然氣脫碳裝置動態響應模擬

畢逢東， 王玉娟， 唐建峰， 花亦懷， 許義飛， 王 銘， 孫培源

(1.中國石油天然氣與管道分公司，北京 100020；2.中國石油大學(華東) 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580；3.中國石化 青島液化天然氣有限責任公司，山東 青島 266000；4.中海石油氣電集團有限責任公司 技術研發中心，北京 100027)

天然氣作為一種清潔、高效的能源[1-3]，被普遍應用于城市燃氣、新能源汽車等領域[4]，在目前的能源結構中具有舉足輕重的地位[5-6]。天然氣必須經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]等特點被廣泛地應用于天然氣預處理工藝[11-12]。在實際生產運行中，由于不同氣田的氣質差異、環境變化等因素的影響[13-14]，氣田來料氣質、氣量等都存在一定的波動[15]，而在不同工況下如果不能及時響應，則會造成吸收塔內溫度及液位異常[16-17]，影響正常運行[18]。因此，控制好塔溫度、液位是系統操作的關鍵。為了更加快速、方便、有效地分析裝置受干擾后的動態響應，以保證裝置在運行工況發生突變時仍能安全穩定地運行，以一套天然氣脫碳循環裝置現有運行狀況為基礎，建立脫碳裝置對應的動態模型，利用動態模擬手段研究天然氣脫碳系統在遇到原料氣流量、進氣壓力、貧液進塔流量及進塔溫度發生突變波動時應對各突變工況的響應特性。

1 天然氣脫碳循環裝置HYSYS動態工藝模型

基于國內某天然氣脫碳工藝終端自建一套天然氣脫碳循環裝置，用以仿真現場實際工藝，經論證，該裝置可有效反映現場實際生產情況，因此，依據現有天然氣脫碳循環裝置進行模型建立研究，可有效指導現場實際運行。

1.1 天然氣脫碳循環裝置動態模擬控制方案

該天然氣脫碳裝置主要采用PID反饋控制，依據實際實驗裝置控制方案進行設置，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 天然氣脫碳循環裝置動態工藝模型建立

基于天然氣脫碳循環裝置，利用Aspen HYSYS軟件建立對應的動態響應模型。采用酸氣包(Acid gas)流體物性包對天然氣脫碳工藝在不同溫度、壓力下的特定組分進行模擬研究，實際氣體狀態方程采用PR方程。設定主要設備尺寸，并結合裝置實際控制方案添加相應的控制器，天然氣脫碳循環裝置對應的動態工藝模型如圖1所示。

為了在動態模擬中獲得合適的控制參數，采用HYSYS軟件提供的控制器自整定技術得出自整定參數，結果如表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 天然氣脫碳循環裝置動態模型示意圖Fig.1 Dynamic model of the natural gas decarbonization cycle device

表2 控制器參數整定結果Table 2 Controller parameter tuning results

1.3 天然氣脫碳循環裝置模型準確性驗證

將天然氣脫碳循環裝置模型動態、穩態模擬結果進行對比，結果如表3所示。由表3可以看出，動態、穩態模擬結果之間有較高相似度。同時，將開車工況下動態模擬結果與實驗響應結果進行對比驗證，結果如表4所示。選取開車工況為原料氣流量7.5 L/min、進氣壓力3 MPa、貧液進塔溫度50 ℃、貧液入塔流量40 mL/min時進行動態模擬結果與實驗結果的響應特性準確性對比，結果如圖2所示。由圖2可以看出，動態模擬結果與實驗結果的響應特性準確性之間吻合度較高，可以用于后續動態響應特性研究。

表3 天然氣脫碳循環裝置模型動態模擬與穩態模擬結果對比Table 3 Comparison of dynamic simulation and steady-state simulation results of the natural gas decarburization cycle device

表4 天然氣脫碳循環實驗裝置模型動態模擬與實驗結果對比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 開車工況下動態模擬與實驗結果響應特性準確性對比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 結果與討論

2.1 原料氣流量波動對系統響應特性的影響

天然氣脫碳循環裝置的凈化效果會受到質量守恒、熱量守恒等方程的約束作用。對于原料氣流量在7.5 L/min的氣相進料工況穩定運行一段時間后，分別將原料氣流量調至5.0、10.0 L/min，探究凈化氣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荷隨時間的變化，分析響應特性。

固定原料氣摩爾分數為35%CO2+65%N2，貧液入塔流量40 mL/min，吸收壓力3 MPa，貧液進塔溫度50 ℃，對摩爾分數為36%N-甲基二乙醇胺(MDEA)+4%哌嗪(PZ)的混合胺液進行動態模擬，在模擬穩定運行20 min后，通過模擬中的干擾單元對天然氣脫碳系統施加擾動，將原料氣流量由7.5 L/min分別調至5、10 L/min，裝置各關鍵參數隨時間的變化規律如圖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摩爾分數在22 min后由3.82%逐漸降至3.26%;吸收塔塔頂壓力在27 min內先由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內由62.31 ℃逐漸降至61.48 ℃，吸收塔塔釜液位在經過29 min的波動后最終回穩至之前的液位80.78 mm，富液酸氣負荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，在23 min后降至0.62 mol CO2/mol amine。這是因為，原料氣流量下降25%以后，吸收塔內的傳質推動力增大，CO2的脫除深度增加，同時，進入吸收塔的酸性氣體總量會隨著原料氣流量的減少而減少，進而導致酸性氣體吸收總量降低，吸收富液酸氣負荷下降，塔內溫度由于反應熱的減少也出現輕微的下降。此外，原料氣流量的突然降低還會引起吸收塔內壓力的下降，進而造成富液流量減小，吸收塔塔釜液位也因此會出現短暫的上升。但是在控制器的逐漸調節作用下，吸收塔塔頂壓力以及吸收塔塔釜液位均在發生小幅度波動后最終回到初始值。

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 原料氣流量突變時裝置響應特性曲線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摩爾分數在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內由62.31 ℃逐漸降至61.6 ℃，吸收塔塔釜液位在經過28 min的波動后最終回穩至之前的液位80.78 mm，富液酸氣負荷由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，吸收塔內的氣/液比加大，降低了傳質過程的推動力，混合胺液對CO2凈化程度下降，但是對于原料氣中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響應動作，造成氣體在吸收塔內出現一定的積累，進而導致吸收塔內氣相壓力出現短暫的上升，富液出塔流量也隨之上升，吸收塔塔釜液位則出現短暫的下降。但是在吸收塔塔頂壓力控制器的響應調節作用下，吸收塔內壓力在波動后最終穩定在初始值3.010 MPa，吸收塔塔底液位下降后塔釜液位控制器也會相應動作，調節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 貧液入塔流量波動對裝置響應特性的影響

在應對外界干擾時，貧液入塔流量作為常用調節手段之一。另外，貧液入塔流量的變化直接與吸收塔內氣液傳質相關。在液相進料工況穩定運行一定時間后，分別將貧液入塔流量由40 mL/min調至30 mL/min和50 mL/min，探究其動態響應特性。

保持原料氣35%CO2+65%N2的進氣流量為7.5 L/min，在吸收壓力3 MPa、貧液進塔溫度50 ℃的工況條件，針對36%MDEA+4%PZ的混合胺液進行動態模擬，在模擬穩定運行20 min后，將貧液入塔流量由40 mL/min突變至30、50 mL/min，裝置各關鍵參數隨時間的變化規律如圖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裝置響應特性曲線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摩爾分數在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內由62.31 ℃逐漸降至61.50 ℃，吸收塔塔釜液位短時間內降至76.5 mm，在11 min波動后，最終回升至初始液位80.78 mm，富液酸氣負荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸上升，18 min后穩定在0.78 mol CO2/mol amine。貧液入塔流量的突降直接導致酸性氣體的吸收量和吸收塔內液體總量下降，導致吸收塔出口CO2含量上升以及吸收塔塔底液位出現劇烈下降，吸收塔塔釜溫度也由于反應激烈程度的降低而降低。另外，貧液入塔流量突然降低，造成吸收塔內氣相空間瞬時增大，氣相壓力下降，因此吸收塔塔頂壓力在隨時間變化時出現尖峰。

貧液入塔流量突增至50 mL/min后，凈化氣CO2摩爾分數在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內由62.31 ℃逐漸上升至63.11 ℃，吸收塔塔釜液位短時間內突增至84.2 mm，12 min后回歸至初始液位，富液酸氣負荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，17 min后穩定在0.61 mol CO2/mol amine。

貧液入塔流量的突增對氣-液傳質產生較大影響，這主要是由于，一方面，貧液入塔流量增加，造成吸收塔內氣/液比下降并偏離平衡線，根據吸收原理，增大傳質推動力對混合胺液吸收CO2的進程有促進作用；另一方面，貧液入塔流量的增加也會引起塔內液相湍動程度的加劇，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加大，并且貧液入塔流量的增加會促使反應平衡正向移動，反應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塔內總胺含量的影響，因此富液酸氣負荷降低。另外，貧液入塔流量的增加會對塔內氣相空間造成一定的擠壓，導致吸收塔內壓力瞬間上升，但由于擠壓程度較輕，因此吸收塔頂壓力出現的峰值在幅度及持續性方面均相對較小。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動作響應，導致吸收塔內液體累積，吸收塔塔釜液位出現短暫上升現象。

2.3 進氣壓力波動對裝置響應特性的影響

進氣壓力波動直接影響塔內吸收壓力，對吸收塔內氣體的運動狀態以及氣-液傳質均會產生影響，從而改變反應平衡或平衡極限。在保持塔內壓力穩定運行一定時間后，分別將進氣壓力由3 MPa調至2 MPa和4 MPa，探究系統的動態響應特性。

控制原料氣35%CO2+65%N2的進氣流量為7.5 L/min，液相流量40 mL/min，貧液進塔溫度50 ℃不變，對36%MDEA+4%PZ的混合胺液進行模擬，在動態模擬穩定運行20 min后，施加擾動使吸收塔氣相進料壓力由3 MPa突變至2、4 MPa，裝置各關鍵參數隨時間的變化規律如圖5所示。

由圖5可知，當進氣壓力突降至2 MPa時，凈化氣CO2摩爾分數在18 min后由3.82%逐漸升至4.94%，吸收塔塔頂壓力在13 min內由3.010 MPa快速下降至2 MPa左右后出現上下波動，吸收塔塔釜溫度在19 min內由62.31 ℃逐漸降至60.7 ℃，吸收塔塔釜液位在18 min內先短時間內降至78.8 mm后又回升至初始液位，但其間存在一定的波動，富液酸氣負荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，17 min后穩定在0.68 mol CO2/mol amine。這是因為，進氣壓力突降導致塔內吸收壓力下降，對塔內氣體的運動狀態產生影響，塔內氣、液接觸推動力減小，同時，壓力降低使得單位體積內的分子數量減少，塔內酸性氣體總量減少，造成反應平衡逆向移動，因此凈化氣CO2含量上升、富液酸氣負荷下降、吸收塔塔釜溫度降低。但是由于進氣壓力的突降，造成塔底富液出塔流量減少，進而出現一定的液體累積，因此液位短時間內上升，而隨著壓力的逐漸降低，吸收塔內為盡快達到目標吸收壓力，液位會出現一定幅度的下降，并且由于吸收塔塔頂壓力控制器和塔釜液位控制器動作響應存在一定的過度調節，導致吸收塔內壓力以及塔釜液位出現輕微波動，也與不同開車工況下實驗研究得出的吸收壓力對該裝置系統會產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 進氣壓力突變時裝置響應特性曲線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 ℃

當進氣壓力突增至4 MPa時，凈化氣CO2摩爾分數在18 min后由3.82%逐漸升至9.73%，吸收塔塔頂壓力在14 min內由3.010 MPa快速升至4 MPa左右后出現輕微波動，吸收塔塔釜溫度在19 min內由62.31 ℃逐漸升至63.8 ℃，吸收塔塔釜液位在17 min內先急速升至82.65 mm后又出現波動并回歸至初始液位，富液酸氣負荷逐漸上升，在經過17 min后穩定在0.75 mol CO2/mol amine。這主要是因為，進氣壓力突增意味著吸收塔內壓力升高，單位體積內的分子數量增加，反應推動力上升，更多的酸性氣體進入液相，塔底富液酸氣負荷以及塔釜溫度均呈現小幅度上升，但是受限于該混合胺液本身的吸收能力，其對CO2凈化深度下降，導致出口CO2含量升高。另外，由于進氣壓力的突增，導致塔底富液出塔流量增加，因此液位短時間內下降，而吸收塔塔頂壓力控制器和塔釜液位控制器動作響應不及時，導致吸收塔內壓力以及塔釜液位出現上下波動，而這也與不同開車工況得出的吸收壓力對該裝置系統的影響最為顯著的結論相一致。

2.4 貧液進塔溫度波動對裝置響應特性的影響

貧液進塔溫度對吸收溫度起到重要影響，同時會對氣-液間傳質速率以及平衡極限產生影響，因此，針對36%MDEA+4%PZ的混合胺液，在原料氣35%CO2+65%N2的進氣流量為7.5 L/min、吸收壓力3 MPa、貧液入塔流量40 mL/min工況下進行動態模擬，在穩定運行20 min后，將貧液進塔溫度由50 ℃分別調至45、55 ℃，考察其動態響應特性，裝置各關鍵參數隨時間的變化規律如圖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 貧液進塔溫度突變時裝置響應特性曲線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，貧液進塔溫度突降至45 ℃后，凈化氣CO2摩爾分數在19 min后由3.82%逐漸上升至4.03%，吸收塔塔頂壓力在25 min內先由3.010 MPa快速升至3.011 MPa后逐漸回落至初始壓力，吸收塔塔釜溫度在29 min內由62.31 ℃逐漸降至60.9 ℃，吸收塔塔釜液位出現輕微下降，降至80.23 mm，并在波動24 min后，回升至初始液位，富液酸氣負荷在21 min內由0.71 mol CO2/mol amine逐漸降至0.695 mol CO2/mol amine。這主要是因為，貧液進塔溫度突降，塔內溫度場受到較大擾動，貧液吸收速率會有所下降，導致塔內氣體產生一定量的累積，塔內壓力升高，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酸性氣體的溶解，對CO2吸收起到一定的促進作用，因此下降幅度較小。

貧液進塔溫度突增至55 ℃后，凈化氣CO2摩爾分數在18 min后由3.82%上升至6.02%，吸收塔塔頂壓力在26 min內先由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內由62.31 ℃逐漸上升至64.2 ℃，吸收塔塔釜液位出現輕微下降，27 min后回穩，富液酸氣負荷出現輕微上升，22 min后穩定在0.725 mol CO2/mol amine。貧液進塔溫度突升將會增大吸收塔內酸性氣體與混合胺液之間的傳質速率，但是也會引起其中酸性氣體平衡溶解度的下降，因此貧液進塔溫度升高后，在動力學和熱力學的雙重作用下，凈化氣CO2含量和塔頂壓力會出現上升。而貧液進塔溫度的升高增加了塔內液態水的蒸發率，導致富液酸氣負荷出現小幅度的上升。另外，受貧液進塔溫度上升的影響，塔內氣體迅速膨脹，氣、液湍動劇烈，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生波動，并在波動起始段均短暫地出現了一個尖峰。

2.5 天然氣脫碳循環裝置響應特性優化

基于上述分析，在現有控制方案中，一是，在工況突變模擬研究中，該裝置系統在應對由于吸收壓力變化造成的工況突變時，其動作響應存在一定滯后問題，造成吸收塔內壓力及液位出現上下波動；二是，由于貧液入塔流量未與吸收塔氣相及液相進料之間建立相應的控制方案，導致工況突變后貧液入塔流量無法自動調節。因此，針對這些問題進行優化改進，以提升裝置運行的安全穩定性，降低運行成本。

2.5.1 控制方案分析優化

為實現吸收塔塔釜液位與進氣流量、吸收壓力、貧液進塔溫度直接的關聯，同時降低進氣壓力波動對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幅度為目標響應值，針對工況突變中原料氣流量、貧液入塔流量、進氣壓力、貧液進塔溫度突變對吸收塔塔釜液位波動幅度的影響進行響應面分析，采用BBD四因素三水平設計法進行多因素耦合，對非單一因素突變工況進行動態模擬研究。

(1)響應面模型建立

以原料氣流量(A)、進氣壓力(B)、貧液進塔溫度(C)、貧液入塔流量(D)為主要工藝參數，各突變工況對應的工藝參數的因素水平如表5所示。利用Design Expert12設計的25種具體模擬工況及響應結果如表6所示。

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

通過對工況模擬結果進行擬合，得到原料氣流量、進氣壓力、貧液進塔溫度、貧液入塔流量對吸收塔塔釜液位波動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高度，mm。

表6 響應面模擬結果Table 6 Response surface simulation results

(2)響應面模型擬合度分析

對模型方差進行分析，以檢驗吸收塔塔釜液位波動幅度響應模型的準確性和擬合程度，結果見表7。

表7 響應面模型誤差分析Table 7 Response surface model error analysis

從表7可以發現:該模型P小于0.01，說明此回歸模型的擬合準確度較高；模型的相關性系數R2=0.9375，接近于1，說明誤差影響并不顯著；同時，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優化改進。

由于在實際生產運行中，原料氣氣質波動特別是原料氣流量波動是最為常見的復雜工況，因此在進行控制方案優化時，將貧液入塔流量與原料氣流量進行關聯，建立兩者之間的比例關系，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 優化后響應特性分析

將式(1)、式(2)添加到原控制方案中進行優化改進。由于在原有控制方案研究中，當發生進氣壓力波動工況時，裝置響應特性相對更差，裝置的穩定性更易受到影響，因此，針對進氣壓力突變工況，采用優化后的控制方案，再次對裝置進行動態響應特性模擬研究。

保持模擬運行工況不變，在動態模擬穩定運行20 min后，施加擾動使吸收塔氣相進料壓力由3 MPa突變至2、4 MPa，考察各工藝參數隨時間的變化情況，探究裝置的動態響應特性，結果如圖7所示。

圖7 優化后進氣壓力突變時裝置響應特性曲線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 ℃

根據圖7可知:當進氣壓力突降至2 MPa時，凈化氣CO2摩爾分數在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內由3.010 MPa快速下降至2 MPa左右，并逐漸趨于平穩；吸收塔塔釜溫度在17 min內由62.31 ℃逐漸降至60.9 ℃，與優化前基本相同；吸收塔塔釜液位在14 min內先短時間內降至79.02 mm，后又回升至初始液位；富液酸氣負荷由0.71 mol CO2/mol amine逐漸下降，15 min后穩定在0.701 mol CO2/mol amine。對比圖5和圖7可以看出，與裝置控制系統優化前相比，優化后，凈化氣CO2含量以及富液酸氣負荷均出現一定回落或回升現象，吸收塔塔頂壓力及吸收塔塔釜液位在進氣壓力突降后也未發生上下波動，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荷總體波動幅度相對降低，響應變化時間也有一定縮短。

當進氣壓力突增至4 MPa時，凈化氣CO2摩爾分數在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內由3.010 MPa快速升至4 MPa左右后未出現上下波動；吸收塔塔釜溫度在17 min內由62.31 ℃逐漸升至63.5 ℃；吸收塔塔釜液位在14 min內先急速升至82.13 mm，后又逐漸回歸至初始液位，與優化前相比也未波動；富液酸氣負荷平穩上升，并在15 min以后穩定在0.733 mol CO2/mol amine。對比圖5和圖7可以發現，優化以后，凈化氣CO2含量、富液酸氣負荷均出現回落，吸收塔塔頂壓力及塔釜液位在工況突變后也未出現波動，裝置各關鍵參數波動幅度及響應變化時間相對降低，說明優化后的控制方案可以起到更好的響應動作，保證裝置的穩定安全運行。

3 結 論

(1)在對不同因素下的突變工況進行動態模擬時，各關鍵參數雖然會發生一定波動，但均可以較快速地回穩，說明該控制響應在總體上可以適應本研究范圍內的工況突變。

(2)吸收塔塔釜溫度由于受進塔流體狀態及塔內反應程度的雙重影響，因此回穩時間較長。同時，由于貧液入塔流量固定，無法對工況突變做出自動響應。另外，在遇到進氣壓力突變時，吸收塔塔頂壓力及塔釜液位會出現過渡調節現象，造成塔內壓力及液位上下波動，而這可能導致在更劇烈的工況突變下，造成液位過高引發泛塔現象或液位過低引起高、低壓串氣。

(3)針對原控制方案存在的吸收塔塔釜液位受進氣壓力影響較大的問題，對吸收塔塔釜液位與原料氣氣質及貧液進塔溫度、流量進行多因素耦合優化。采用優化后的控制方案，對進氣壓力突變時裝置響應特性進行研究，發現添加控制關聯后，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荷總體波動幅度降低15%～40%，響應時間縮短10%～20%，提高了裝置的穩定性及安全性。