李 軍，王丁丁，馬占華，李青松，孫蘭義

（中國石油大學(xué)（華東） 重質(zhì)油國家重點實驗室，山東 青島 266580）

差壓熱耦合萃取精餾工藝分離甲基環(huán)己烷和甲苯的模擬研究

李 軍，王丁丁，馬占華，李青松，孫蘭義

（中國石油大學(xué)（華東） 重質(zhì)油國家重點實驗室，山東 青島 266580）

以苯酚為萃取劑，采用萃取精餾對甲基環(huán)己烷（MCH）-甲苯（MB）物系進行分離，比較了常規(guī)萃取精餾工藝流程和差壓熱耦合萃取精餾工藝流程；采用Aspen Plus化工流程模擬軟件對萃取精餾工藝分離MCH-MB物系進行了模擬計算，考察了差壓熱耦合萃取精餾工藝中萃取劑進料位置、原料進料位置、萃取劑與原料的摩爾比（溶劑比）、回流比和壓縮比等參數(shù)對MCH產(chǎn)品純度及工藝能耗的影響。模擬得到差壓熱耦合萃取精餾塔優(yōu)化的操作參數(shù)：萃取劑進料位置為第6塊理論板，原料進料位置為第4塊理論板，溶劑比為2.95，回流比為6，壓縮比為12。模擬結(jié)果表明，差壓熱耦合萃取精餾工藝節(jié)能效果顯著，比常規(guī)萃取精餾工藝可節(jié)能74.97%，得到MCH產(chǎn)品的含量可達99.54%（x）。

差壓熱耦合萃取精餾；節(jié)能；流程模擬；甲基環(huán)己烷；甲苯

萃取精餾作為一種分離近沸點混合物及其他低相對揮發(fā)度混合物的技術(shù)，在石油、化學(xué)工業(yè)中得到廣泛的應(yīng)用［6-7］。張春勇等［8］采用萃取精餾方法分離MCH和MB，得到了純度為99.00%（x）的MCH；曹宇鋒等［9］應(yīng)用萃取精餾提取三甲苯，得到的三甲苯含量和收率分別達到了99.87%（w）和96.20%。萃取精餾的優(yōu)點是增加了被分離組分之間的相對揮發(fā)度，使難分離物系的分離能夠進行；缺點是加入的萃取劑量較大，增大了分離過程的能耗［7］。因此，對萃取精餾工藝進行改進，對強化分離過程具有重要意義。李洪等［10］開發(fā)了一種廣泛適用于精餾分離過程的新型差壓熱耦合精餾節(jié)能技術(shù)，該技術(shù)將普通精餾塔分割為常規(guī)分餾和降壓分餾兩個塔；常規(guī)分餾塔的操作壓力與常規(guī)單塔時相同，而降壓分餾塔采用降壓操作以降低塔底溫度；利用常規(guī)分餾塔塔頂蒸汽的潛熱來加熱降壓分餾塔塔底的再沸器，進行兩塔的完全熱耦合，實現(xiàn)精餾過程的大幅度節(jié)能［11］。

本工作針對MCH-MB物系，將差壓熱耦合精餾技術(shù)應(yīng)用于常規(guī)萃取精餾工藝，形成差壓熱耦合萃取精餾工藝；應(yīng)用Aspen Plus化工流程模擬軟件對常規(guī)萃取精餾工藝和差壓熱耦合萃取精餾工藝過程分別進行了模擬計算，分析了差壓熱耦合萃取精餾工藝的節(jié)能效果。

1 萃取精餾工藝

對于MCH-MB物系的分離，一般以苯酚為萃取劑，采用萃取精餾的方法。常規(guī)萃取精餾工藝流程為雙塔流程，包括一個萃取精餾塔和一個萃取劑回收塔（見圖1）。

圖1 常規(guī)萃取精餾工藝流程Fig.1 Process flowsheet of conventional extractive distillation.

萃取劑苯酚在萃取精餾塔的中上部加入，原料在萃取精餾塔的中下部加入，在塔頂?shù)玫組CH產(chǎn)品，塔底排出的MB和苯酚的混合物進入萃取劑回收塔。在萃取劑回收塔塔頂?shù)玫組B產(chǎn)品，塔底得到的苯酚與補充的新鮮萃取劑混合后返回萃取精餾塔。

差壓熱耦合萃取精餾工藝流程將常規(guī)的萃取精餾塔分割為兩個塔，即萃取精餾塔的上段作為常規(guī)分餾塔，下段作為降壓分餾塔。由于降壓分餾塔塔底物料的溫度低于常規(guī)分餾塔塔頂物料的溫度，所以可利用常規(guī)分餾塔塔頂蒸汽的潛熱來加熱降壓分餾塔塔底的再沸器，而降壓分餾塔的塔頂蒸汽經(jīng)過壓縮機加壓升溫后進入常規(guī)分餾塔塔底，進行兩塔的熱耦合，實現(xiàn)了精餾過程的節(jié)能。

差壓熱耦合萃取精餾工藝流程見圖2，補充的萃取劑苯酚與來自萃取劑回收塔的塔底循環(huán)物流混合后進入常規(guī)分餾塔的精餾區(qū)底部，原料進入降壓分餾塔的萃取精餾區(qū)底部。常規(guī)分餾塔的塔底液相物流在壓差下自動流入降壓分餾塔塔頂，降壓分餾塔塔頂?shù)恼羝ㄟ^壓縮機加壓升溫后進入常規(guī)分餾塔塔底作為上升蒸汽。降壓分餾塔塔底液相一部分與常規(guī)分餾塔塔頂蒸汽在主換熱器中進行換熱形成降壓分餾塔塔底所需的再沸蒸汽，常規(guī)分餾塔塔頂蒸汽經(jīng)過換熱后得到部分冷凝，因為冷凝負荷大于主換熱器負荷，所以還需流經(jīng)輔助冷凝器，從而得到常規(guī)分餾塔塔頂所需的回流和MCH產(chǎn)品。降壓分餾塔塔底的另一部分液相經(jīng)過一個換熱器加壓升溫后進入萃取劑回收塔進行后續(xù)的分離，塔頂?shù)玫疆a(chǎn)品MB，塔底得到萃取劑苯酚。

圖2 差壓熱耦合萃取精餾工藝流程Fig.2 Process flowsheet of different pressure thermally coupled extractive distillation.

2 模擬計算

利用Aspen Plus化工流程模擬軟件對MCH-MB物系的常規(guī)萃取精餾工藝流程和差壓熱耦合萃取精餾工藝流程進行了模擬。常規(guī)萃取精餾塔、常規(guī)分餾塔、降壓分餾塔和萃取劑回收塔均選用嚴格精餾模塊RadFrac塔模型；對于MCH-MB非理想物系，模擬計算中采用UNIFAC模型計算物系的汽液平衡數(shù)據(jù)［7］。

日本此次宣布發(fā)現(xiàn)的海底稀土資源雖然在自己的專屬經(jīng)濟區(qū)內(nèi)，但資源所在海域平均水深5000米左右，短期無法實現(xiàn)大規(guī)模開采利用。海底地質(zhì)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，海況復(fù)雜，開采難度極大，以現(xiàn)有技術(shù)能力，即便能夠進行采礦，開采成本也很高。此外，海底采礦還存在著不可忽視的污染問題。稀土中所含的重金屬或有害元素一旦混入水體中會嚴重影響生態(tài)環(huán)境，還會給漁業(yè)和海洋環(huán)境帶來災(zāi)難。

2.1 常規(guī)萃取精餾工藝流程的模擬

常規(guī)萃取精餾工藝流程中，原料MCH與MB的摩爾比為1∶1，原料流量為181.44 kmol/h；循環(huán)的萃取劑進料流量為545 kmol/h，補充的萃取劑進料流量為0.454 kmol/h；所有進料溫度均為25 ℃。萃取精餾塔的理論塔板數(shù)為24塊，第5至第17塊理論塔板為萃取精餾段，回流比為8；萃取劑回收塔的理論塔板數(shù)為20塊，進料位置為第10塊理論塔板，回流比為5；兩塔均為常壓分餾操作；要求萃取精餾塔塔頂?shù)玫組CH產(chǎn)品的摩爾分數(shù)（xMCH）要大于等于99.00%。模擬計算結(jié)果見表1。

表1 常規(guī)萃取精餾工藝流程的模擬結(jié)果Table 1 The simulation results for a conventional extractive distillation process

2.2 差壓熱耦合萃取精餾工藝流程的模擬

根據(jù)常規(guī)萃取精餾工藝流程的模擬結(jié)果，差壓熱耦合萃取精餾工藝中常規(guī)分餾塔的理論塔板數(shù)定為13塊、降壓分餾塔的理論塔板數(shù)定為11塊；常規(guī)分餾塔的回流比為8，降壓分餾塔的塔底產(chǎn)品流量為635.17 kmol/h；常規(guī)分餾塔操作壓力為100 kPa，降壓分餾塔塔頂壓力定為10 kPa；萃取劑在常規(guī)分餾塔第5塊理論塔板進料，原料在降壓分餾塔第4塊理論塔板進料；萃取劑回收塔參數(shù)與常規(guī)萃取精餾工藝流程相同。

模擬得到常規(guī)分餾塔塔頂溫度為100.4 ℃，降壓分餾塔塔底溫度為79.2 ℃，保證了必要的傳熱溫差。常規(guī)分餾塔塔頂xMCH=97.90%，萃取劑回收塔塔頂xMB=98.30%，常規(guī)分餾塔塔頂冷凝潛熱QC=7.18 MW，降壓分餾塔塔底再沸器負荷QR=2.72 MW，壓縮機能耗QCOMP=1.48 MW。因此，差壓熱耦合低能耗萃取精餾過程需要的僅是壓縮機的動力消耗，總共為1.48 MW，與常規(guī)萃取精餾塔的能耗7.15 MW相比，可節(jié)能79.30%。并且常規(guī)分餾塔塔頂需要的冷凝負荷4.46 MW也較常規(guī)萃取精餾塔的冷凝負荷7.09 MW有所降低；但MCH產(chǎn)品未達到分離要求，需要進一步優(yōu)化操作參數(shù)。

3 結(jié)果與討論

3.1 原料進料位置的影響

原料進料位置的不同，改變了精餾塔精餾段和提餾段的分離能力，從而使塔頂和塔底產(chǎn)品的組成不同，也會影響冷凝器和再沸器的熱負荷以及壓縮機的能耗。改變原料的進料位置，其他操作參數(shù)不變，原料進料位置對xMCH的影響見圖3，原料進料位置對QC，QR，QCOMP的影響見圖4。

圖3 原料進料位置對xMCH的影響Fig.3 Effect of feedstock position on xMCH.

圖4 原料進料位置對熱負荷及壓縮機能耗的影響Fig.4 Effects of feedstock position on the heat load and the compressor energy consumption.

由圖3可見，原料在第1塊理論塔板進料時xMCH=98.49%，從第2到第4塊理論塔板進料時xMCH逐漸增大；當原料進料位置從第4塊理論塔板下移時，xMCH逐漸降低。這是因為原料進料位置變高或變低時，達到分離要求就需要更多的理論塔板，原有的10塊理論塔板對原料的分離不夠完全。因此原料最佳進料位置為第4塊理論塔板，此時xMCH達到99.06%。

由圖4可見，原料進料位置在第4塊理論塔板時QC和QR最小，在第10塊理論塔板時QCOMP最小，但總體上原料進料位置對QC，QR，QCOMP的影響不大。因此，選擇原料最佳進料位置為第4塊理論塔板。

3.2 萃取劑進料位置的影響

萃取劑的進料位置影響精餾的分離效果，進而影響熱負荷和壓縮機能耗。萃取劑進料位置對xMCH的影響見圖5，萃取劑進料位置對QC，QR，QCOMP的影響見圖6。

圖5 萃取劑進料位置對xMCH的影響Fig.5 Effect of extractant feed position on xMCH.

圖6 萃取劑進料位置對熱負荷及壓縮機能耗的影響Fig.6 Effects of extractant feed position on the heat load and the compressor energy consumption.

由圖5可見，萃取劑在第2塊理論塔板進料時xMCH=94.83%；從第3到第6塊理論塔板進料時xMCH逐漸增大，當萃取劑進料位置從第6塊理論塔板下移時，xMCH逐漸降低。因此萃取劑最佳進料位置為第6塊理論塔板。由圖6可見，萃取劑進料位置在第6塊理論塔板時QCOMP最小，QC和QR隨萃取劑進料位置從第2塊理論塔板的下移逐漸減小，但影響不大。因此選取萃取劑最佳進料位置為第6塊理論塔板。

3.3 溶劑比的影響

萃取劑與原料的摩爾比（溶劑比）對xMCH的影響見圖7， 溶劑比對QC，QR，QCOMP的影響見圖8。由圖7可見，當溶劑比為2.20時，xMCH=50%；隨溶劑比的增大，有足夠的萃取劑分子和MCH作用，使得MCH對MB的相對揮發(fā)度變大，xMCH增加；當溶劑比在2.62～3.06之間時，xMCH較穩(wěn)定，均在99.00%以上；當溶劑比繼續(xù)增大，xMCH降低。這是因為：溶劑比增大使常規(guī)精餾塔的液相負荷增大，阻礙了汽液相在塔板上的傳質(zhì)，從而使塔板效率降低。由圖8可見，熱負荷及壓縮機能耗隨溶劑比的增大先減小后增大，且在溶劑比為2.62時，壓縮機能耗最小。為保證操作穩(wěn)定和減少能耗，選取最佳溶劑比為2.95。

圖7 溶劑比對xMCH的影響Fig.7 Effect of solvent ratio on xMCH.

圖8 溶劑比對熱負荷及壓縮機能耗的影響Fig.8 Effects of solvent ratio on the heat load and the compressor energy consumption.

3.4 常規(guī)分餾塔回流比的影響

回流比對xMCH的影響見圖9， 回流比對QC，QR，QCOMP的影響見圖10。由圖9可知，回流比為1時，xMCH=95.97%；回流比為6時分離效果最好，xMCH達到99.08%。隨回流比的增大，通過每層塔板的汽液相濃度變化增大，每層塔板的分離能力提高，但回流比增大可導(dǎo)致塔內(nèi)的汽相量增大，使冷凝器和再沸器的熱負荷增加，且回流比增大到一定值后，產(chǎn)品的純度反而下降。由圖10可見，隨回流比的增大熱負荷和壓縮機能耗逐漸增大。為達到較好的分離效果和穩(wěn)定操作，選取回流比為6。

圖9 回流比對xMCH的影響Fig.9 Effect of reflux ratio on xMCH.

圖10 回流比對熱負荷及壓縮機能耗的影響Fig.10 Effect of reflux ratio on the heat load and the compressor energy consumption.

3.5 壓縮比的影響

壓縮比主要影響壓縮機的能耗，其對xMCH和QC，QR，QCOMP的影響見圖11和圖12。由圖11可見，壓縮比對xMCH影響不大，當壓縮比為12時，xMCH約為99.06%。這是因為常規(guī)分餾塔和降壓分餾塔的主要操作參數(shù)基本沒變。由圖12可見，壓縮比對常規(guī)分餾塔冷凝負荷基本無影響；隨著壓縮比的增大，降壓分餾塔需要的再沸器負荷降低，壓縮機的能耗增大。因此綜合考慮分離要求和能耗，選取壓縮比為12。

圖11 壓縮比對xMCH的影響Fig.11 Effect of compression ratio on xMCH.

圖12 壓縮比對熱負荷及壓縮機能耗的影響Fig.12 Effects of compression ratio on the heat load and thecompressor energy consumption.

綜上所述，差壓熱耦合萃取精餾塔的最優(yōu)操作參數(shù)為：原料進料位置為第4塊理論塔板，萃取劑進料位置為第6塊理論塔板，溶劑比為2.95，回流比為6，壓縮比為12。在最優(yōu)操作條件下，常規(guī)分餾塔塔頂xMCH=99.54%，壓縮機的消耗功率為2.45 MW，常規(guī)分餾塔的冷凝潛熱為4.97 MW，降壓分餾塔的再沸器負荷為4.40 MW，塔底物流流量為635.167 kmol/h，其中MCH和MB的含量分別為1.5%（x）和14.3%（x），將其加壓至120 kPa后送入溶劑回收塔。

優(yōu)化后的差壓熱耦合萃取精餾流程能耗為2.45 MW。相同工藝參數(shù)下，常規(guī)萃取精餾塔得到的MCH產(chǎn)品的xMCH僅為99.20%，冷凝器負荷為4.97 MW，再沸器負荷為9.79 MW。因此，新型流程比常規(guī)流程改善了分離效果，能耗降低了74.97%。

4 結(jié)論

（1）采用差壓熱耦合精餾工藝，通過把常規(guī)萃取精餾塔分割成串聯(lián)的常規(guī)分餾塔和降壓分餾塔兩個塔，可以實現(xiàn)常規(guī)分餾塔塔頂蒸汽與降壓分餾塔塔底再沸器熱量的耦合匹配，大幅度降低萃取精餾過程的能耗，并改善分離效果。

（2）采用Aspen Plus化工流程模擬軟件對差壓熱耦合精餾工藝流程進行模擬，得到了差壓熱耦合萃取精餾塔的最佳工藝參數(shù)。常規(guī)分餾塔操作參數(shù)：塔壓為100 kPa，理論塔板數(shù)為13塊，萃取劑進料位置為第6塊板，回流比為6；降壓分餾塔操作參數(shù)：塔壓為10 kPa，理論塔板數(shù)為11塊，原料進料位置為第4塊板；溶劑比為2.95；壓縮比為12。

（3）與常規(guī)萃取精餾塔比較，差壓熱耦合萃取精餾塔可節(jié)約能量約74.97%，節(jié)能效果顯著；同時，MCH產(chǎn)品的xMCH可達99.54%，改善了分離效果。

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Simulation of Different Pressure Thermally Coupled Extractive Distillation for Methylcyclohexane and Toluene System

Li Jun，Wang Dingding，Ma Zhanhua，Li Qingsong，Sun Lanyi
（State Key Laboratory of Heavy Oil Processing，China University of Petroleum，Qingdao Shandong 266580，China）

Two extractive distillation processes，namely conventional extractive distillation process and different pressure thermally coupled extractive distillation process，were employed for the separation of methylcyclohexane(MCH) and toluene(MB) system with phenol as the extractant，and simulated by Aspen Plus chemical process simulation software. Their separation effects and energy consumptions were compared. The influences of several important parameters on the different pressure thermally coupled extractive distillation process were investigated，including extractant feed position，feedstock feed position，mole ratio of extractant to feedstock(solvent ratio)，reflux ratio and the compression ratio. The optimal operation parameters are as follows：extractant feed position 6th plate，feedstock feed position 4th plate，solvent ratio 2.95，reflux ratio 6 and compression ratio 12. The results show that，compared with the conventional extractive distillation process，the different pressure thermally coupled extractive distillation process can save energy 74.97% with the MCH mole purity of 99.54% in the products.

different pressure thermally coupled extractive distillation；energy saving；process simulation；methylcyclohexane；toluene

1000 - 8144（2012）08 - 0905 - 06

TQ 028.31

A

2012 - 02 - 23；［修改稿日期］2012 - 05 - 07。

李軍（1980—），男，安徽省廬江縣人，碩士，講師，電話 15253269917，電郵 upclijun@126.com。

山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎勵基金（BS2010NJ 023）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助（27R1204002A）。

（編輯 李治泉）