彭家瑤， 張青瑞， 郭 通， 呂明蓮

(青島科技大學(xué) 化工學(xué)院， 山東 青島 266042)

隔壁塔萃取精餾分離碳酸二甲酯-甲醇的優(yōu)化與控制

彭家瑤， 張青瑞， 郭 通， 呂明蓮

(青島科技大學(xué) 化工學(xué)院， 山東 青島 266042)

利用Aspen Plus軟件，采用隔壁塔萃取精餾(EDWC)工藝，對碳酸二甲酯-甲醇共沸體系進(jìn)行有效分離。穩(wěn)態(tài)分析結(jié)果表明，EDWC比常規(guī)萃取精餾可減少再沸器負(fù)荷37.66%，年度總費(fèi)用(TAC)可降低36.89%。在動態(tài)控制系統(tǒng)中，針對EDWC中主塔溫度分布均勻、靈敏板選擇困難的問題，給出一種簡單有效的導(dǎo)斜率判據(jù)方法。利用Aspen Dynamics軟件考察了主塔不同靈敏板以及3種控制結(jié)構(gòu)的有效性。結(jié)果表明，當(dāng)主塔靈敏板為第12塊塔板時，采用帶氣相分配比的控制結(jié)構(gòu)(CS2)能實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定控制。當(dāng)主塔靈敏板為第5塊塔板時，采用無氣相分配比的控制結(jié)構(gòu)(CS3)能有效處理進(jìn)料流量和組成發(fā)生的±20%擾動，為較優(yōu)的控制方案。

碳酸二甲酯； 甲醇； 隔壁塔萃取精餾； 年度總費(fèi)用(TAC)； 動態(tài)控制

Abstract： The extractive dividing wall column (EDWC) process for separation dimethyl carbonate and methanol system was investigated by means of Aspen Plus. From the steady state results, it was found that compared with the traditional extractive distillation process, the EDWC process could achieve up to 37.66% savings of the energy consumption and reduce the total annual cost (TAC) by 36.89%. For the dynamic control system, aiming at the problems of choosing the suitable sensitive stage caused by the uniform temperature distribution of the main column, we proposed a simple and effective scheme. The influences of the selection of the sensitive stages and three dynamic control structures on the dynamic responses in the EDWC process were further studied using Aspen Dynamics. The dynamic simulation results revealed that the improved control structures with vapor split ratio (CS2) with stage 12 in the main column selected as the control stage showed effective control performance. When the stage 5 in the main column was selected as the control stage, control structure without vapor split ratio (CS3) could act as the control scheme because of its more practicality in application than the CS2, and more efficient dynamic controllability for the ±20% feed flow rate and feed composition disturbances.

Keywords：dimethyl carbonate; methanol; dividing wall column; total annual cost (TAC); dynamic control

碳酸二甲酯(DMC)和甲醇常壓下會形成最低二元共沸物，共沸組成中DMC質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%，共沸溫度為64.08℃，采用常規(guī)精餾方法難以分離[1]。萃取精餾作為一種特殊精餾技術(shù)，是分離共沸物的常用方法，但由于高沸點(diǎn)萃取劑的加入，使得萃取精餾過程的能耗和設(shè)備投資比較大，開發(fā)先進(jìn)的萃取精餾技術(shù)對共沸混合物進(jìn)行分離引起了研究者的廣泛關(guān)注[2-3]。隔壁塔是一種完全熱耦合塔，可以利用單塔將兩組分以上的混合物進(jìn)行高純度分離，且在分離過程中可避免中間組分的返混，提高能量利用率[4-5]。將萃取精餾技術(shù)與隔壁塔相結(jié)合可以有效降低精餾過程中的能量消耗。

秦繼偉等[6]以分離苯-環(huán)己烷為例，研究了影響隔壁塔萃取精餾(EDWC)裝置有效性的因素，為進(jìn)一步改進(jìn)裝置提供了依據(jù)。與傳統(tǒng)萃取精餾塔相比，EDWC具有更多的自由度，它的動態(tài)控制問題一直是限制其工業(yè)應(yīng)用的一個瓶頸[7]。Sun等[8-9]以分離苯-環(huán)己烷為例，采用無氣相分配比的控制結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了良好的控制效果。Zhang等[10]采用EDWC工藝，針對乙酸乙酯-異丙醇共沸體系，采用的組成-溶劑比串級結(jié)構(gòu)可以有效處理進(jìn)料流量和組成擾動，并提出可以通過調(diào)節(jié)氣相分配比維持產(chǎn)品純度的恒定。以上對EDWC動態(tài)控制的研究，大部分集中在組成控制和氣相分配比的應(yīng)用上，對隔壁塔中不同塔板與動態(tài)控制效果之間的討論鮮有涉及。

筆者采用EDWC工藝分離DMC-甲醇二元共沸混合物，以年度總費(fèi)用(TAC)最小為目標(biāo)獲得了最優(yōu)穩(wěn)態(tài)設(shè)計參數(shù)。在此基礎(chǔ)上，著眼于EDWC不同靈敏板與動態(tài)控制效果之間的研究，針對EDWC主塔靈敏板選擇困難，提出了導(dǎo)斜率判據(jù)，研究了主塔不同靈敏板以及建立的若干溫度控制結(jié)構(gòu)對EDWC動態(tài)可控性的影響。

1 過程模擬

Hsu等[11]的研究表明，UNIQ-RK模型能夠很好地預(yù)測DMC和甲醇體系，與實(shí)驗(yàn)所測的二元?dú)?液平衡數(shù)據(jù)[12]吻合度高，故采用UNIQ-RK為萃取精餾工藝的熱力學(xué)模型，其中萃取劑為苯胺，采用UNIQ-RK模型的二元交互作用參數(shù)如表1所示。

待分離混合物的進(jìn)料量為10 kmol/h，其中m(DMC)/m(Methanol)=3/7，系統(tǒng)操作壓力為101.3 kPa。分離要求為：DMC質(zhì)量分?jǐn)?shù)99.9%，甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)95.0%[13-14]。

由于在Aspen Plus中沒有EDWC的分離模塊(見圖1)，筆者將其等效為三塔模型來進(jìn)行分離研究，每個精餾塔均采用RadFrac嚴(yán)格精餾模塊(見圖2)。在圖2中，主塔Ⅰ相當(dāng)于常規(guī)萃取精餾塔，側(cè)塔Ⅱ相當(dāng)于萃取劑回收塔的精餾段，提餾塔Ⅲ相當(dāng)于萃取劑回收塔的提餾段。原料和萃取劑分別從主塔Ⅰ的中部和上部進(jìn)料，在主塔Ⅰ塔頂?shù)玫礁呒兌鹊募状迹瑐?cè)塔Ⅱ塔頂?shù)玫礁呒兌鹊腄MC，提餾塔Ⅲ塔底得到的萃取劑苯胺循環(huán)回到主塔Ⅰ。值得注意的是相比其他等效模型，這個模型可固定氣相分配比(αv)，且適合進(jìn)行動態(tài)模擬的研究，符合精餾塔的實(shí)際操作。

表1 UNIQ-RK模型參數(shù)Table 1 UNIQ-RK model parameters

i,j—Component;a,b—Model parameter;aij,aji,bij,bji—The binary interaction parameters

目前年度總費(fèi)用(TAC)已廣泛應(yīng)用于分離工藝的設(shè)計優(yōu)化過程，文獻(xiàn)[10]中對EDWC工藝的TAC計算方法進(jìn)行了詳細(xì)介紹。其中TAC包括設(shè)備費(fèi)用和操作費(fèi)用，其計算方法如式(1)～式(3)所示：

TAC=(設(shè)備費(fèi)用/回收期)+操作費(fèi)用

(1)

設(shè)備費(fèi)用=塔體費(fèi)用+塔板費(fèi)用+換熱器費(fèi)用

(2)

圖1 隔壁塔萃取精餾流程圖Fig.1 Flow sheet for an extractive dividing wall columnαv—Vapor split ratio; Ⅰ—The main column; Ⅱ—The side column;Ⅲ—The stripping column; V1—The bottom vapor of the main column;V2—The bottom vapor of the side column;V—The bottom vapor of the stripping column

圖2 隔壁塔萃取精餾三塔等效模型流程圖Fig.2 Flow sheet for the EDWC withthree columns equivalent modelⅠ,Ⅱ,Ⅲ were the same as Fig.1

(3)

EDWC和常規(guī)萃取精餾工藝優(yōu)化后的操作參數(shù)見表2。表3為EDWC和常規(guī)萃取精餾經(jīng)濟(jì)性。相

對于常規(guī)萃取精餾，EDWC工藝的蒸汽費(fèi)用可節(jié)省37.66%；TAC下降了36.89%。因?yàn)樵诔合?，常?guī)萃取精餾塔兩塔釜均使用高壓蒸汽作為加熱介質(zhì)，造成了極大的能量消耗。而EDWC由于存在垂直隔板，有效地實(shí)現(xiàn)了能量的耦合，僅需要1個再沸器，減少了能量的輸入。

表2 隔壁塔萃取精餾結(jié)構(gòu)和常規(guī)萃取精餾結(jié)構(gòu)比較Table 2 Comparison of EDWC structure andconventional extractive distillation structure

Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ were the same as Fig.1; EDC—Extractive distillation column; ERC—Entrainer recovery column;

1)Solvent flow rate is 13 kmol/h; 2) Solvent flow rate is 19 kmol/h

表3 隔壁塔萃取精餾和常規(guī)萃取精餾經(jīng)濟(jì)性比較Table 3 Economic comparison between EDWC and conventional extractive distillation

EDC, ERC were the same as Table 2

2 動態(tài)控制與分析

2.1溫度控制板的選擇

根據(jù)Luyben[15]提出的斜率判據(jù)：溫度斜率分布圖中斜率最大的塔板作為溫度控制板；而塔頂(塔釜)對應(yīng)的理論板對精餾塔塔釜再沸器熱輸入響應(yīng)太慢(太快)，均不適合作為溫度控制板。圖3為主塔Ⅰ、側(cè)塔Ⅱ的溫度與溫度斜率分布圖。由圖3(b)可知，側(cè)塔選擇第4塊板作為靈敏板，主塔選擇第13塊板作為靈敏板，但第13塊板即主塔塔釜對應(yīng)的理論板作為靈敏板時，溫度響應(yīng)太快，控制效果差。根據(jù)筆者提出的導(dǎo)斜率方法[16]，通過再次將主塔的溫度斜率對塔板求導(dǎo)，得到如圖4所示的導(dǎo)斜率分布圖。

從圖4可以看到1個最高點(diǎn)和1個最低點(diǎn)，這2點(diǎn)對應(yīng)的理論板溫度變化大，其目標(biāo)產(chǎn)品的組成發(fā)生了較大變化?？刂拼宋恢玫乃鍦囟炔蛔?，則可以維持主塔的組成剖面，保證產(chǎn)品的質(zhì)量。所以最高點(diǎn)和最低點(diǎn)對應(yīng)的第12塊板和第5塊板就是主塔Ⅰ的最佳溫度控制點(diǎn)。分別添加進(jìn)料流量和進(jìn)料組成干擾，來驗(yàn)證這一判據(jù)的有效性。

另外提餾塔Ⅲ只有3塊塔板，而塔頂和塔釜對應(yīng)的理論板均不適合作為溫度控制板，因此選擇第2塊理論板作為提餾塔的溫度控制板。

2.2動態(tài)控制方案及分析

2.2.1 基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)(CS1)

基礎(chǔ)控制方案中的3個溫度控制器，分別為通過操縱R1/F(主塔回流量與進(jìn)料量比)控制主塔第12塊板溫度(正作用)，通過操縱R2/F(側(cè)塔回流量與進(jìn)料量比)控制側(cè)塔第4塊板溫度(正作用)，通過操縱提餾塔再沸器中熱輸入速率控制提餾塔第2塊板溫度(反作用)。需要在每個溫度控制回路中插入0.017 h的時滯(Dead time)。分別采用3個溫度控制器的調(diào)諧功能，進(jìn)行中繼-反饋測試得到極限增益和周期。采用Tyreus-Luyben方法，計算增益(KC)和積分時間(τI)。

圖3 主塔和側(cè)塔的溫度與溫度斜率分布圖Fig.3 Temperature profiles and temperature slope value profiles of the main column and side column(a) Temperature profiles; (b) Temperature slope value profiles

圖4 主塔的導(dǎo)斜率分布圖Fig.4 Derivation slope value profile of the main column

當(dāng)t=1 h時，向進(jìn)料流量和組成添加±20%擾動后，基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)(CS1)的動態(tài)響應(yīng)如圖5所示。從圖5(a)、圖5(b)可以看出，當(dāng)進(jìn)料流量發(fā)生-20% 擾動后，控制系統(tǒng)重新到達(dá)穩(wěn)態(tài)時，主塔甲醇從設(shè)定值95.0%降低到91.2%，無法達(dá)到分離要求。從圖5(c)、圖5(d)可以看出，當(dāng)進(jìn)料組成發(fā)生+20% DMC擾動后，甲醇從穩(wěn)態(tài)時的設(shè)定值95.0%降低到85.9%；當(dāng)進(jìn)料組成發(fā)生-20% DMC擾動后，DMC純度雖然恢復(fù)到期望值，但瞬時波動較大。由此可見，CS1并不能有效地處理進(jìn)料流量和組成發(fā)生的±20%擾動，考慮在CS1上引入氣相分配比控制結(jié)構(gòu)，以提高動態(tài)性能。

2.2.2 帶QR3/F和αv(氣相分配比)的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)(CS2)

Xia等[17]對EDWC分離甲縮醛-甲醇共沸物進(jìn)行了控制研究，并提出利用氣相分配比和溫度控制相結(jié)合的控制策略，實(shí)現(xiàn)了相對穩(wěn)定的控制。筆者在CS1基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)上開發(fā)了帶氣相分配比的控制結(jié)構(gòu)CS2，如圖6所示。值得注意的是，在該改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)中，通過引入前反饋控制結(jié)構(gòu)QR3/F，使系統(tǒng)發(fā)生進(jìn)料擾動時，能及時調(diào)整再沸器熱負(fù)荷。此外，通過操縱氣相分配比來控制主塔塔頂甲醇組成。

同樣對進(jìn)料流量和組成實(shí)施±20%干擾，改進(jìn)的CS2動態(tài)響應(yīng)如圖7所示。當(dāng)進(jìn)料流量發(fā)生-20% 擾動后，甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)從CS1控制結(jié)構(gòu)下的91.2%提高到產(chǎn)品設(shè)定值95.0%。當(dāng)進(jìn)料組成發(fā)生+20% DMC擾動后，系統(tǒng)在t=8 h達(dá)到穩(wěn)定后，甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)從CS1調(diào)節(jié)下的85.9%提高到產(chǎn)品期望值95.0%。而DMC的穩(wěn)態(tài)余差明顯減少，在t=3 h就能使產(chǎn)品純度維持在期望值。由以上分析可以證明，CS2控制方案縮短了控制系統(tǒng)到達(dá)新穩(wěn)態(tài)的時間，能夠有效處理進(jìn)料流量和組成發(fā)生的±20% 擾動。

2.2.3 帶QR3/F且無αv(氣相分配比)的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)(CS3)

在實(shí)際化工生產(chǎn)中，調(diào)節(jié)氣相分配比將使EDWC內(nèi)部結(jié)構(gòu)變得復(fù)雜，因此建立一個無氣相分配比的控制結(jié)構(gòu)CS3具有重要意義[2]。與控制結(jié)構(gòu)CS2不同的是，該控制方案不再對αv進(jìn)行控制，而是由S/F(萃取劑總量與進(jìn)料量比)來控制主塔塔頂甲醇的組成(反作用)，即當(dāng)進(jìn)料流量發(fā)生擾動時，若甲醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于設(shè)定值95.0%，萃取劑將會增加以使兩塔塔頂產(chǎn)品純度恢復(fù)到期望值?？刂平Y(jié)構(gòu)CS3如圖8所示。

圖5 基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)(CS1)在進(jìn)料流量和進(jìn)料組成擾動±20%后的動態(tài)響應(yīng)Fig.5 Dynamic responses of ±20% feed flow rate and feed composition disturbances in the basic control structure (CS1)(a), (b) ±20% Feed flowrate disturbances; (c), (d) ±20% Feed composition disturbances;XD1(MeOH)—The methanol mass fraction in the top of the main column; XD2(DMC)—The DMC mass fraction in the top of the side column

圖6 具有氣相分配比的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)(CS2)Fig.6 Improved control structure with αv ratio (CS2)T1—Main column; T2—Side column; T3—Stripping column; T1_CondPC—T1 pressure control; T2_CondPC—T2 pressure control;LC11—T1 level control; LC12—Condenser level control; LC21—T2 level control; LC22—Condenser level control; LC32—T3 level control;TC1—Temperature control in T1; TC2—Temperature control in T2; TC3—Temperature control in T3; TX—Temperature control in heater;CC1—Methanol composition control; αv—Vapor split ratio control circle

圖7 具有氣相分配比的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)(CS2)在進(jìn)料流量和進(jìn)料組成擾動±20%后的動態(tài)響應(yīng)Fig.7 Dynamic responses of ±20% feed flow rate and feed composition disturbances in theimproved control structure with αv ratio (CS2)XD1(MeOH), XD2(DMC) were the same as Fig.5;(a), (b) ±20% Feed flowrate disturbances; (c), (d) ±20% Feed composition disturbances

圖8 無氣相分配比的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)(CS3)Fig.8 Improved control structure without av ratio (CS3)T1—Main column; T2—Side column; T3—Stripping column; T1_CondPC—T1 pressure control; T2_CondPC—T2 pressure control;LC11—T1 level control; LC12—Condenser level control; LC21—T2 level control; LC22—Condenser level control; LC32—T3 level control;TC1—Temperature control in T1; TC2—Temperature control in T2; TC3—Temperature control in T3; TX—Temperature control in heater;CC1—Methanol composition control

值得注意的是，當(dāng)進(jìn)料流量和進(jìn)料組成發(fā)生±20%擾動后，CS3控制系統(tǒng)報錯，無法正常運(yùn)行。這是由于在該改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)下兩塔產(chǎn)品純度出現(xiàn)極大的波動，塔釜的液位超過100%，導(dǎo)致系統(tǒng)停車。對比CS2控制結(jié)構(gòu)，這也證明了控制氣相分配比有利于控制系統(tǒng)處理大擾動量的進(jìn)料干擾，維持產(chǎn)品的純度。

2.2.4 不同溫度控制板對控制效果的影響

選擇主塔中第5塊板作為溫度控制板進(jìn)行上述2種改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)的考察，圖9、10給出了最終的CS2和CS3控制結(jié)構(gòu)對應(yīng)的進(jìn)料流量和組成擾動的響應(yīng)結(jié)果。

由圖9和圖10可以看出，當(dāng)進(jìn)料流量和組成發(fā)生±20%擾動后，2種改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)CS2和CS3，都能實(shí)現(xiàn)產(chǎn)品純度的改善，CS2比CS3結(jié)構(gòu)可提前2 h左右到達(dá)新的穩(wěn)態(tài)，瞬時純度偏差更小。但考慮在實(shí)際生產(chǎn)中，控制氣相分配比的復(fù)雜性，故當(dāng)主塔的第5塊板為溫度控制板時，此時無氣相分配比的CS3為優(yōu)先控制方案。

對比2種不同溫度控制板的最優(yōu)控制方案，可以發(fā)現(xiàn)無論是采用CS2(主塔溫度控制板為第12塊板)，還是CS3(主塔溫度控制板為第5塊板)，都可以克服基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)缺陷實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的控制。特別是當(dāng)采用CS2方案時，當(dāng)進(jìn)料流量發(fā)生20%擾動后，系統(tǒng)重新到達(dá)穩(wěn)態(tài)的時間比CS3縮短了近3 h，DMC和甲醇純度的瞬時波動均有小幅度的減少，這也說明了調(diào)節(jié)氣相分配比對控制產(chǎn)品純度具有重要影響。

3 結(jié) 論

對于DMC-甲醇共沸物系的分離，筆者采用隔壁塔萃取精餾工藝，以TAC最小為目標(biāo)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)優(yōu)化，可以節(jié)約能耗37.66%，TAC節(jié)省36.89%。利用Aspen Dynamics軟件將EDWC等效為三塔模型，針對主塔靈敏板選擇困難的問題，提出的導(dǎo)斜率判據(jù)可以有效選擇主塔的靈敏板。通過3種控制方案比較分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)主塔的靈敏板為第12塊塔板時，帶氣相分配比的CS2控制結(jié)構(gòu)能有效處理進(jìn)料流量和組成發(fā)生的±20%擾動。而當(dāng)靈敏板為第5塊塔板時，提出的2種改進(jìn)控制方案，均能有效改善產(chǎn)品純度，其中CS2雖然縮短了到達(dá)穩(wěn)態(tài)的時間，但調(diào)節(jié)氣相分配比在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中極為困難，因此無氣相分配比CS3控制策略應(yīng)該是此靈敏板控制系統(tǒng)下的最佳選擇。

圖9 2種改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)在進(jìn)料流量擾動后的動態(tài)響應(yīng)比較Fig.9 Dynamic responses comparison of the feed flow rate disturbances in the two improved control structuresXD1(MeOH), XD2(DMC) were the same as Fig.5(a), (b), (c), (d) ±20% Feed flowrate disturbances; CS2—The improved control structure with vapor split ratio;CS3—The improved control structure without vapor split ratio

圖10 2種改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)在進(jìn)料組成擾動后的動態(tài)響應(yīng)比較Fig.10 Dynamic responses comparison of the feed composition disturbances in the two improved control structuresXD1(MeOH), XD2(DMC) were the same as Fig.5;(a), (b), (c), (d) ±20% Feed composition disturbances; CS2—The improved control structure with vapor split ratio;CS3—The improved control structure without vapor split ratio

符號說明：

a,b——模型參數(shù)；

aij,aji,bij,bji——二元交互作用參數(shù)；

CC1——甲醇的組成控制回路；

CS1——基礎(chǔ)控制結(jié)構(gòu)；

CS2——帶氣相分配比的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)；

CS3——無氣相分配比的改進(jìn)控制結(jié)構(gòu)；

DMC——碳酸二甲酯；

EDC,ERC——分別表示萃取精餾塔、萃取劑回收塔；

i，j——組分；

KC——增益；

MeOH——甲醇；

TAC——年度總費(fèi)用,USD/a；

TC1，TC2，TC3——分別表示主塔、側(cè)塔、提餾塔溫度控制回路；

V1，V2，V——分別表示主塔、側(cè)塔、提餾塔塔釜上升蒸汽量；

TX——換熱器的溫度控制回路；

XD1(MeOH)——主塔塔頂甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

XD2(DMC)——側(cè)塔塔頂碳酸二甲酯質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

αv——隔壁塔氣相分配比；

Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ——分別表示隔壁塔三塔模型中的主塔、側(cè)塔、提餾塔；

τI——積分時間，h。

[1] WANG S J, YU C C, Huang H P. Plant-wide design and control of DMC synthesis process via reactive distillation and thermally coupled extractive distillation[J].Comput Chem Eng, 2010, 34(3): 361-373.

[2] DAI X, YE Q, QIN J W, et al. Energy-saving dividing-wall column design and control for benzene extraction distillation via mixed entrainer[J].Chem Eng Process, 2015, 100: 49-64.

[3] 索瀟萌, 戴昕, 虞昊, 等. 分隔壁萃取精餾塔分離乙酸乙酯-異丙醇[J].石油學(xué)報(石油加工), 2016, 32(1): 111-118. (SUO Xiaomeng, DAI Xin, YU Hao, et al. Separation of ethyl acetate-isopropyl alcohol by extractive dividing wall column[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2016, 32(1): 111-118.)

[4] 李軍, 王純正, 馬占華, 等. 基于Aspen Plus和NSGA-Ⅱ的隔壁塔多目標(biāo)優(yōu)化研究[J].高?；瘜W(xué)工程學(xué)報, 2015, 29(2): 400-406. (LI Jun, WANG Chunzheng, MA Zhanhua, et al. Multi-objective optimization of dividing wall columns with Aspen Plus and NSGA-Ⅱ[J].Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2015, 29(2): 400-406.)

[5] HAO L, LUYBEN W L. New control structure for divided-wall columns[J].Ind Eng Chem Res, 2009, 48(13): 6034-6049.

[6] 秦繼偉, 張浩, 熊曉娟, 等. 分隔壁萃取精餾塔分離苯-環(huán)己烷體系的研究[J].石油學(xué)報(石油加工), 2014, 30(4): 687-693. (QIN Jiwei, ZHANG Hao, XIONG Xiaojuan, et al. Separation of benzene-cyclohexane system by extractive dividing wall column[J].Acta Petrolei Sinica(Petroleum Processing Section), 2014, 30(4): 687-693.)

[7] YU J, WANG S J, HUANG K, et al. Improving the performance of extractive dividing-wall columns with intermediate heating[J].Ind Eng Chem Res, 2015, 54(10): 2709-2723.

[8] SUN L Y, WANG Q Y, LI L M, et al. Design and control of extractive dividing wall column for separating benzene/cyclohexane mixtures[J].Ind Eng Chem Res, 2014, 53(19): 8120-8131.

[9] 劉育良, 翟建, 李魯閩, 等. 萃取精餾分離苯/環(huán)己烷共沸體系的控制策略[J].化工學(xué)報, 2015, 66(9): 3618-3632. (LIU Yuliang, ZHAI Jian, LI Lumin, et al. Operation and control of extractive distillation for separation of azeotropic benzene/cyclohexane system[J].CIESC Journal, 2015, 66(9): 3618-3632.)

[10] ZHANG H, YE Q, QIN J W, et al. Design and control of extractive dividing-wall column for separating ethyl acetate-isopropyl alcohol mixture[J].Ind Eng Chem Res, 2013, 53(3): 1189-1205.

[11] HSU K Y, HSIAO Y C, CHIEN I. Design and control of dimethyl carbonate-methanol separation via extractive distillation in the dimethyl carbonate reactive-distillation process[J].Ind Eng Chem Res, 2009, 49(2): 735-749.

[12] RODRIGUEZ A, CANOSA J, DOMINGUEZ A, et al. Vapour-liquid equilibria of dimethyl carbonate with linear alcohols and estimation of interaction parameters for the UNIFAC and ASOG method[J].Fluid Phase Equilib, 2002, 201(1): 187-201.

[13] 李春山, 張香平, 張鎖江, 等. 加壓-常壓精餾分離甲醇-碳酸二甲酯的相平衡和流程模擬[J].過程工程學(xué)報, 2003, 3(5): 453-458. (LI Chunshan, ZHANG Xiangping, ZHANG Suojiang, et al. Vapor-liquid equilibria and process simulation for separation of dimethyl carbonate and methanol azeotropic system[J].The Chinese Journal of Process Engineering, 2003, 3(5): 453-458.)

[14] 楊德明, 王楊, 廖巧, 等. 基于雙塔精餾的甲醇-碳酸二甲酯分離工藝[J].化工進(jìn)展, 2012, 31(5): 1165-1168. (YANG Deming, WANG Yang, LIAO Qiao, et al. Separation technology for methanol-dimethyl carbonate system by double column distillation[J].Chemical Industry and Engineering Progress, 2012, 31(5): 1165-1168.)

[15] LUYBEN W L. Distillation design and control using Aspen simulation[M].New York: John Wiley & Sons, 2013: 115-133.

[16] ZHANG Q R, PENG J Y, ZHANG K. Separation of an azeotropic mixture of dimethyl carbonate and methanol via partial heat integration pressure swing distillation[J].Asia Pac J Chem Eng, 2017, 12(1)： 50-64.

[17] XIA M, XIN Y P, LUO J W, et al. Temperature control for extractive dividing-wall column with an adjustable vapor split: Methylal/methanol azeotrope separation[J].Ind Eng Chem Res, 2013, 52(50): 17996-18013.

DesignandControlofDimethylCarbonateandMethanolSeparationbyanExtractiveDividingWallColumn

PENG Jiayao, ZHANG Qingrui, GUO Tong, Lü Minglian

(CollegeofChemicalEngineering,QingdaoUniversityofScienceandTechnology,Qingdao266042,China)

2016-10-10

山東省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(ZR2013BM001)資助

彭家瑤，男，碩士研究生，從事化工過程系統(tǒng)工程方面的研究；E-mail:hgjiayaop@126.com

張青瑞，女，副教授，博士，從事化工過程系統(tǒng)工程方面的研究；E-mail:zhangqingrui@qust.edu.cn

1001-8719(2017)05-0901-09

TQ028.3

A

10.3969/j.issn.1001-8719.2017.05.012