李佳琦 司林旭 陸艷萍 張建平 鄭棟彪 熊丹柳

(1.常熟三愛富中昊化工新材料有限公司，江蘇 常熟 215522；2.常熟三愛富氟化工有限責任公司，江蘇 常熟 215522；3.華東理工大學，上海 200237)

0 前言

反應精餾是一種特殊的精餾技術，它既包含傳統(tǒng)精餾的傳質與分離過程，又具有物質消耗與生成的化學反應過程，兩種過程通常在一個精餾塔設備中同時進行[1]。反應精餾在操作過程中可以及時分離出中間產(chǎn)物或產(chǎn)品，有效地提高反應的轉化率；同時反應過程中產(chǎn)生的反應熱可以用于精餾過程，有效地降低再沸器的熱負荷[2]。所以，在當下國家提倡綠色環(huán)保工業(yè)生產(chǎn)的大勢之下，反應精餾技術勢必會在化工生產(chǎn)中扮演重要的角色。

反應精餾實現(xiàn)了化學反應過程與精餾傳質分離過程的結合，與傳統(tǒng)的精餾工藝相比，各操作條件之間具有極強的非線性和耦合性特征，因此，大幅度降低了過程控制的自由度，給實現(xiàn)工業(yè)穩(wěn)定生產(chǎn)的控制方案的設計增加了巨大的難度和挑戰(zhàn)[3]。目前，反應精餾廣泛應用于酯化、酯交換和醚化等化工領域，并且顯示出了一定的優(yōu)勢。氟化工是化工行業(yè)的重要組成部分，其產(chǎn)品廣泛用于電子、機械、航天和軍工等領域，現(xiàn)階段關于氟化工行業(yè)的反應精餾技術的討論還非常少，針對相關反應精餾技術自動控制系統(tǒng)的設計研究就更少了。以反應精餾合成CFC-113a工藝的穩(wěn)態(tài)模擬的優(yōu)化結果為基礎，設計了兩種控制結構并進行對比分析。

1 反應精餾穩(wěn)態(tài)模擬與優(yōu)化

1.1 穩(wěn)態(tài)建模

基于Aspen Plus繪制的反應精餾合成CFC-113的穩(wěn)態(tài)工藝流程如圖1所示。設備T為反應精餾塔，選用Aspen Plus中的Radfrac模型，塔頂采用全凝器，塔底采用釜式再沸器。物流1為反應精餾塔的進料，其組分為純的CFC-113；物流2為反應精餾塔塔頂出料，其組分主要為CFC-114a，可能含有少量的CFC-113和CFC-113a；物流3為塔釜出料，其組分為高純度的CFC-113a，同時含有極少量的CFC-112。

圖1 基于Aspen Plus繪制的反應精餾合成CFC-113的穩(wěn)態(tài)工藝流程

1.2 穩(wěn)態(tài)優(yōu)化結果

先前使用Aspen Plus軟件對該工藝流程的穩(wěn)態(tài)操作進行了模擬和優(yōu)化(本文涉及到的塔板皆為理論板)，計算結果列于表1。

表1 各操作參數(shù)的穩(wěn)態(tài)模擬優(yōu)化結果

通過Aspen Plus對該工藝的穩(wěn)態(tài)過程進行模擬計算，當CFC-113進料量為100 kg/h，進料位置為第6塊塔板，反應精餾塔操作壓力為0.15 MPa(g)，精餾段、提餾段和反應段塔板數(shù)分別為7、8和10，回流比為2時，反應段的轉化率為97.8%，產(chǎn)品純度為98%(質量分數(shù))。

2 反應精餾控制結構設計

2.1 控制目標

以Aspen Plus穩(wěn)態(tài)模擬反應精餾合成CFC-113a工藝流程的最優(yōu)化結果為依據(jù)，確定了該系統(tǒng)的控制目標：1)塔釜產(chǎn)品出料中CFC-113a質量分數(shù)不低于98%；2)塔頂餾出物中CFC-113a質量分數(shù)不高于10%；3)反應段的反應轉化率不低于97.8%；4)穩(wěn)態(tài)操作過程具有克服一定范圍內干擾的能力。

2.2 控制自由度

在操作過程中，反應精餾塔內的反應過程和傳質分離過程同時進行，相互影響、相互依存，過程比常規(guī)精餾復雜很多[4-5]。在塔結構確定的情況下，該反應精餾系統(tǒng)理論上存在多個可操作變量，包括進料量、操作壓力、塔頂回流量、再沸器負荷、冷凝器負荷、塔底產(chǎn)品流量和塔頂與塔底組分等。但在實際運行過程中，并不是被控變量越多越有利于生產(chǎn)，設置過多的控制回路反而會影響各自的控制效果，不利于整個反應精餾系統(tǒng)的平穩(wěn)運行。所以，合理選擇被控變量和控制結構，是反應精餾系統(tǒng)穩(wěn)定運行的基本前提。

在生產(chǎn)過程中，當精餾塔塔釜的再沸器液位、塔頂回流罐液位和操作壓力作為3個被控變量時，該塔僅需另外兩個被控變量就能實現(xiàn)穩(wěn)態(tài)操作。最簡單又直接的方法就是以塔頂餾出物和塔底產(chǎn)品的組分作為被控變量，分別控制該塔的某兩個操作變量，這樣便可使塔頂和塔底出料的組分符合生產(chǎn)設計要求。但在現(xiàn)實中組分檢測器的采購成本比較高，而且滯后性嚴重，所以一般不采用這種“簡便”的控制結構。本文對反應精餾系統(tǒng)的被控變量和操作變量進行了合理的配對，設計出了兩種控制結構，并對它們的控制效果進行了科學的研究和對比。

2.3 溫度靈敏板的選擇

尋找精餾塔的溫度靈敏板的方法通常有斜率判據(jù)、靈敏度判據(jù)和相對增益矩陣(RGA)判據(jù)等。由于斜率判據(jù)和靈敏度判據(jù)存在一定的局限性，故選擇進料流量F和再沸器負荷QB作為操作變量，使用相對增益矩陣法RGA對溫度靈敏板進行了配對[6-7]。分別在F和Qs的穩(wěn)態(tài)設計值的基礎上變動±0.1%，得到了各塔板的溫度增益值，見圖2和圖3。

圖2 進料量F變化(±0.1%)時各塔板的增益

圖3 再沸器負荷QB變化(±0.1%)時各塔板的增益

通過對比可以看出，圖2和圖3出現(xiàn)增益峰值的塔板位置一致，均為第5塊和第27塊塔板。為了實現(xiàn)操作變量F和QB與溫度靈敏板位置的正確配對，需要引入RGA判據(jù)。假設該系統(tǒng)的開環(huán)增益矩陣為A，則系統(tǒng)的閉環(huán)增益矩陣為(A-1)T,相對增益矩陣B可表示為A·(A-1)T。對靈敏板溫度增益值與操作變量之間進行RGA變換：

經(jīng)變換可以得出如下結論：第5塊塔板溫度受進料量的影響較大，第27塊塔板受再沸器負荷的影響較大，所以在控制方案設計過程中，可以選擇進料量控制第5塊塔板的溫度、再沸器負荷控制第27塊塔板的溫度。

2.4 控制方案建立

2.4.1控制結構CS1

CS1是精餾操作過程中比較常見的控制結構，如圖4所示。其基本控制思路為：1)CFC-113的進料量F由流量控制器輸出信號控制；2)塔釜液位直接由底部產(chǎn)品出料量控制；3)回流量由第5塊塔板的溫度控制器控制，其輸出信號連接到回流管線上的流量控制閥門；4)再沸器蒸汽用量由第27塊塔板的溫度控制器控制；5)塔的操作壓力通過塔頂冷凝器的冷卻水量控制；6)塔頂回流罐液位由頂部餾出物量控制。

圖4 CS1控制結構

2.4.2控制結構CS2

根據(jù)之前溫度靈敏板與操作變量關系的討論結果，設計了一種新的控制結構CS2，如圖5所示。它的控制思路與CS1的不同之處在于：1)CFC-113進料量F直接由第5塊塔板的溫度控制器控制，該控制器的輸出信號傳輸至CFC-113的進料閥門；2)在塔頂回流量和餾出物流量之間設置了比例控制器，回流罐內液體按餾出物量的一定比例回流至塔內。

圖5 CS2控制結構

3 模擬結果對比

基于Aspen Plus對該反應精餾系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)模擬結果，使用Aspen Dynamics軟件依次對控制結構CS1和CS2建模分析，通過對流量進行擾動(±10%)，分別研究兩個控制結構的穩(wěn)定性。

3.1 CS1的動態(tài)分析

圖6為進料流量(±10%)擾動下控制結構CS1的動態(tài)響應，進料流量(±10%)的擾動時間發(fā)生在1 h。由圖6(a)可見，當進料流量F減少10%時，產(chǎn)品純度在較短時間內上升，出現(xiàn)峰值后呈小幅度的下降，在3 h左右的時候基本達到了穩(wěn)定狀態(tài)。由圖6(b)可見，在擾動初期，再沸器負荷下降較快，并于3 h多時出現(xiàn)波谷，隨后出現(xiàn)小幅度上升的現(xiàn)象，最后在4 h左右時基本達平穩(wěn)狀態(tài)。

由圖6(a)可見，當進料流量F增加10%時，產(chǎn)品純度在初期下降較快，在2 h多的時候開始觸底反彈，最后在3 h不到時就實現(xiàn)了穩(wěn)態(tài)，但最終產(chǎn)品的純度比初始值還是有一定的下降。因為進料量的增加，導致塔內副反應增多，從而降低了塔底出料中產(chǎn)品的純度。由圖6(b)可見，再沸器熱負荷的動態(tài)響應不是很理想，在初期就出現(xiàn)了比較大的震蕩。雖然隨著時間的推移，震蕩有所減弱，但在15 h內并未達到穩(wěn)態(tài)。由此可見，控制結構CS1在該反應精餾系統(tǒng)的表現(xiàn)欠佳。

圖6 進料流量(±10%)擾動下控制結構CS1的動態(tài)響應

3.2 CS2的動態(tài)分析

圖7為進料流量(±10%)擾動下控制結構CS2的動態(tài)響應。由圖7(a)可見，當進料流量F減少10%時，產(chǎn)品純度上升趨勢比較明顯，大約在3 h時達到峰值，之后降低趨勢明顯，從4.5 h開始達到穩(wěn)態(tài)。而與CS1控制情況不同的是：CS2控制下產(chǎn)品純度的穩(wěn)態(tài)值十分接近設定值98%。由圖7(b)可知，初始階段的再沸器負荷快速下降，在3.6 h時到達穩(wěn)態(tài)，穩(wěn)態(tài)值較初始值有一定幅度的下降。

由圖7(a)可以發(fā)現(xiàn)，當進料量F增加10%時，產(chǎn)品純度先降低后升高，在4.6 h時達到穩(wěn)態(tài)，穩(wěn)態(tài)值接近設定值98%。由圖7(b)可以看出，對于再沸器而言，進料量增加10%時，擾動初期的動態(tài)響應出現(xiàn)了比較強烈的震蕩。隨著時間的推移，震蕩慢慢變平緩，從12 h開始就完全處于穩(wěn)定狀態(tài)了。

圖7 進料流量(±10%)擾動下控制結構CS2的動態(tài)響應

4 結論

通過Aspen Dynamics軟件對比分析了控制結構CS1和CS2。結果表明：無論進料流量F增加10%還是減少10%，CS2控制下的CFC-113a產(chǎn)品純度的動態(tài)響應均能達到穩(wěn)態(tài)，并且余差很小。在CS2控制下，當進料流量F增加10%時，雖然再沸器負荷在擾動初期出現(xiàn)了劇烈的震蕩，但還是能克服干擾，最終實現(xiàn)了穩(wěn)態(tài)。因此，對于反應精餾合成CFC-113a的工藝流程，CS2控制下生產(chǎn)的產(chǎn)品純度不僅滿足設計要求，控制穩(wěn)定性也優(yōu)于CS1。