工况突变下的天然气脱碳装置动态响应模拟

毕逢东， 王玉娟， 唐建峰， 花亦怀， 许义飞， 王 铭， 孙培源

(1.中国石油天然气与管道分公司，北京 100020；
2.中国石油大学(华东) 储运与建筑工程学院，山东 青岛 266580；
3.中国石化 青岛液化天然气有限责任公司，山东 青岛 266000；
4.中海石油气电集团有限责任公司 技术研发中心，北京 100027)

天然气作为一种清洁、高效的能源[1-3]，被普遍应用于城市燃气、新能源汽车等领域[4]，在目前的能源结构中具有举足轻重的地位[5-6]。天然气必须经过脱碳装置才能向下游输送[7]，胺法脱碳因具有处理量大[8-9]、净化度高[10]等特点被广泛地应用于天然气预处理工艺[11-12]。在实际生产运行中，由于不同气田的气质差异、环境变化等因素的影响[13-14]，气田来料气质、气量等都存在一定的波动[15]，而在不同工况下如果不能及时响应，则会造成吸收塔内温度及液位异常[16-17]，影响正常运行[18]。因此，控制好塔温度、液位是系统操作的关键。为了更加快速、方便、有效地分析装置受干扰后的动态响应，以保证装置在运行工况发生突变时仍能安全稳定地运行，以一套天然气脱碳循环装置现有运行状况为基础，建立脱碳装置对应的动态模型，利用动态模拟手段研究天然气脱碳系统在遇到原料气流量、进气压力、贫液进塔流量及进塔温度发生突变波动时应对各突变工况的响应特性。

基于国内某天然气脱碳工艺终端自建一套天然气脱碳循环装置，用以仿真现场实际工艺，经论证，该装置可有效反映现场实际生产情况，因此，依据现有天然气脱碳循环装置进行模型建立研究，可有效指导现场实际运行。

1.1 天然气脱碳循环装置动态模拟控制方案

该天然气脱碳装置主要采用PID反馈控制，依据实际实验装置控制方案进行设置，主要控制回路包括原料气流量控制、塔底液位控制、闪蒸罐压力控制、闪蒸罐液位控制、再生塔底液位控制、塔顶压力控制、贫液温度控制、循环胺液流量控制等，基本控制方案如表1所示。

表1 天然气脱碳循环装置基本控制方案Table 1 Basic control scheme of the natural gas decarbonization cycle device

1.2 天然气脱碳循环装置动态工艺模型建立

基于天然气脱碳循环装置，利用Aspen HYSYS软件建立对应的动态响应模型。采用酸气包(Acid gas)流体物性包对天然气脱碳工艺在不同温度、压力下的特定组分进行模拟研究，实际气体状态方程采用PR方程。设定主要设备尺寸，并结合装置实际控制方案添加相应的控制器，天然气脱碳循环装置对应的动态工艺模型如图1所示。

为了在动态模拟中获得合适的控制参数，采用HYSYS软件提供的控制器自整定技术得出自整定参数，结果如表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图1 天然气脱碳循环装置动态模型示意图Fig.1 Dynamic model of the natural gas decarbonization cycle device

表2 控制器参数整定结果Table 2 Controller parameter tuning results

1.3 天然气脱碳循环装置模型准确性验证

将天然气脱碳循环装置模型动态、稳态模拟结果进行对比，结果如表3所示。由表3可以看出，动态、稳态模拟结果之间有较高相似度。同时，将开车工况下动态模拟结果与实验响应结果进行对比验证，结果如表4所示。选取开车工况为原料气流量7.5 L/min、进气压力3 MPa、贫液进塔温度50 ℃、贫液入塔流量40 mL/min时进行动态模拟结果与实验结果的响应特性准确性对比，结果如图2所示。由图2可以看出，动态模拟结果与实验结果的响应特性准确性之间吻合度较高，可以用于后续动态响应特性研究。

表3 天然气脱碳循环装置模型动态模拟与稳态模拟结果对比Table 3 Comparison of dynamic simulation and steady-state simulation results of the natural gas decarburization cycle device

表4 天然气脱碳循环实验装置模型动态模拟与实验结果对比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图2 开车工况下动态模拟与实验结果响应特性准确性对比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 ℃

2.1 原料气流量波动对系统响应特性的影响

天然气脱碳循环装置的净化效果会受到质量守恒、热量守恒等方程的约束作用。对于原料气流量在7.5 L/min的气相进料工况稳定运行一段时间后，分别将原料气流量调至5.0、10.0 L/min，探究净化气CO2含量、吸收塔塔顶压力、吸收塔塔釜温度、吸收塔塔釜液位以及富液酸气负荷随时间的变化，分析响应特性。

固定原料气摩尔分数为35%CO2+65%N2，贫液入塔流量40 mL/min，吸收压力3 MPa，贫液进塔温度50 ℃，对摩尔分数为36%N-甲基二乙醇胺(MDEA)+4%哌嗪(PZ)的混合胺液进行动态模拟，在模拟稳定运行20 min后，通过模拟中的干扰单元对天然气脱碳系统施加扰动，将原料气流量由7.5 L/min分别调至5、10 L/min，装置各关键参数随时间的变化规律如图3所示。

由图3可以看出:原料气流量突降至5 L/min以后，净化气CO2摩尔分数在22 min后由3.82%逐渐降至3.26%;吸收塔塔顶压力在27 min内先由3.010 MPa降至2.999 MPa,然后又逐渐回升至3.010 MPa;吸收塔塔釜温度在33 min内由62.31 ℃逐渐降至61.48 ℃，吸收塔塔釜液位在经过29 min的波动后最终回稳至之前的液位80.78 mm，富液酸气负荷由0.71 mol CO2/mol amine逐渐下降，在23 min后降至0.62 mol CO2/mol amine。这是因为，原料气流量下降25%以后，吸收塔内的传质推动力增大，CO2的脱除深度增加，同时，进入吸收塔的酸性气体总量会随着原料气流量的减少而减少，进而导致酸性气体吸收总量降低，吸收富液酸气负荷下降，塔内温度由于反应热的减少也出现轻微的下降。此外，原料气流量的突然降低还会引起吸收塔内压力的下降，进而造成富液流量减小，吸收塔塔釜液位也因此会出现短暂的上升。但是在控制器的逐渐调节作用下，吸收塔塔顶压力以及吸收塔塔釜液位均在发生小幅度波动后最终回到初始值。

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图3 原料气流量突变时装置响应特性曲线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 ℃

原料气流量突升至10 L/min以后，净化气CO2摩尔分数在21 min后由3.82%逐渐上升至5.68%。吸收塔塔顶压力在28 min内先由3.010 MPa上升至3.020 MPa后又逐渐回落至3.010 MPa；
吸收塔塔釜温度在34 min内由62.31 ℃逐渐降至61.6 ℃，吸收塔塔釜液位在经过28 min的波动后最终回稳至之前的液位80.78 mm，富液酸气负荷由0.71 mol CO2/mol amine逐渐上升，在23 min后降至0.80 mol CO2/mol amine。这主要是由于原料气流量突然增加后，吸收塔内的气/液比加大，降低了传质过程的推动力，混合胺液对CO2净化程度下降，但是对于原料气中CO2的吸收总量却有所上升，而由于胺液配方本身及其他操作条件的限制使得其吸收能力有限，因此出口CO2含量最终有所升高。此外，由于原料气流量突然增大，而吸收塔塔顶压力控制阀未能及时响应动作，造成气体在吸收塔内出现一定的积累，进而导致吸收塔内气相压力出现短暂的上升，富液出塔流量也随之上升，吸收塔塔釜液位则出现短暂的下降。但是在吸收塔塔顶压力控制器的响应调节作用下，吸收塔内压力在波动后最终稳定在初始值3.010 MPa，吸收塔塔底液位下降后塔釜液位控制器也会相应动作，调节吸收塔塔底富液出塔流量，保证塔釜液位维持在初始水平。

2.2 贫液入塔流量波动对装置响应特性的影响

在应对外界干扰时，贫液入塔流量作为常用调节手段之一。另外，贫液入塔流量的变化直接与吸收塔内气液传质相关。在液相进料工况稳定运行一定时间后，分别将贫液入塔流量由40 mL/min调至30 mL/min和50 mL/min，探究其动态响应特性。

保持原料气35%CO2+65%N2的进气流量为7.5 L/min，在吸收压力3 MPa、贫液进塔温度50 ℃的工况条件，针对36%MDEA+4%PZ的混合胺液进行动态模拟，在模拟稳定运行20 min后，将贫液入塔流量由40 mL/min突变至30、50 mL/min，装置各关键参数随时间的变化规律如图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图4 贫液入塔流量突变时装置响应特性曲线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 ℃

由图4可知，贫液入塔流量突降至30 mL/min以后，净化气CO2摩尔分数在15 min后由3.82%逐渐上升至6.48%，吸收塔塔顶压力在16 min内先由3.010 MPa快速下降至3.0075 MPa，又逐渐回升至3.010 MPa，吸收塔塔釜温度在21 min内由62.31 ℃逐渐降至61.50 ℃，吸收塔塔釜液位短时间内降至76.5 mm，在11 min波动后，最终回升至初始液位80.78 mm，富液酸气负荷由0.71 mol CO2/mol amine逐渐上升，18 min后稳定在0.78 mol CO2/mol amine。贫液入塔流量的突降直接导致酸性气体的吸收量和吸收塔内液体总量下降，导致吸收塔出口CO2含量上升以及吸收塔塔底液位出现剧烈下降，吸收塔塔釜温度也由于反应激烈程度的降低而降低。另外，贫液入塔流量突然降低，造成吸收塔内气相空间瞬时增大，气相压力下降，因此吸收塔塔顶压力在随时间变化时出现尖峰。

贫液入塔流量突增至50 mL/min后，净化气CO2摩尔分数在15 min后由3.82%逐渐下降至3.35%，吸收塔塔顶压力在17 min内先由3.010 MPa急速上升至3.0125 MPa，又逐渐回落至3.010 MPa，吸收塔塔釜温度在22 min内由62.31 ℃逐渐上升至63.11 ℃，吸收塔塔釜液位短时间内突增至84.2 mm，12 min后回归至初始液位，富液酸气负荷由0.71 mol CO2/mol amine逐渐下降，17 min后稳定在0.61 mol CO2/mol amine。

贫液入塔流量的突增对气-液传质产生较大影响，这主要是由于，一方面，贫液入塔流量增加，造成吸收塔内气/液比下降并偏离平衡线，根据吸收原理，增大传质推动力对混合胺液吸收CO2的进程有促进作用；
另一方面，贫液入塔流量的增加也会引起塔内液相湍动程度的加剧，气、液接触面中液相的更新速率加快，CO2与混合胺液的碰撞频率也相应加大，并且贫液入塔流量的增加会促使反应平衡正向移动，反应也随之放出更多热量，因此，贫液入塔流量由40 mL/min阶跃至50 mL/min后，酸性气体吸收总量以及吸收塔塔釜温度均上升，净化气中CO2含量下降。而由于富液酸气负荷取决于酸性气体吸收总量和总胺含量，但是贫液入塔流量增加带来的酸性气体吸收总量的影响不及对塔内总胺含量的影响，因此富液酸气负荷降低。另外，贫液入塔流量的增加会对塔内气相空间造成一定的挤压，导致吸收塔内压力瞬间上升，但由于挤压程度较轻，因此吸收塔顶压力出现的峰值在幅度及持续性方面均相对较小。此外，贫液入塔的流量突增，而吸收塔塔底的液位控制又未能及时动作响应，导致吸收塔内液体累积，吸收塔塔釜液位出现短暂上升现象。

2.3 进气压力波动对装置响应特性的影响

进气压力波动直接影响塔内吸收压力，对吸收塔内气体的运动状态以及气-液传质均会产生影响，从而改变反应平衡或平衡极限。在保持塔内压力稳定运行一定时间后，分别将进气压力由3 MPa调至2 MPa和4 MPa，探究系统的动态响应特性。

控制原料气35%CO2+65%N2的进气流量为7.5 L/min，液相流量40 mL/min，贫液进塔温度50 ℃不变，对36%MDEA+4%PZ的混合胺液进行模拟，在动态模拟稳定运行20 min后，施加扰动使吸收塔气相进料压力由3 MPa突变至2、4 MPa，装置各关键参数随时间的变化规律如图5所示。

由图5可知，当进气压力突降至2 MPa时，净化气CO2摩尔分数在18 min后由3.82%逐渐升至4.94%，吸收塔塔顶压力在13 min内由3.010 MPa快速下降至2 MPa左右后出现上下波动，吸收塔塔釜温度在19 min内由62.31 ℃逐渐降至60.7 ℃，吸收塔塔釜液位在18 min内先短时间内降至78.8 mm后又回升至初始液位，但其间存在一定的波动，富液酸气负荷由0.71 mol CO2/mol amine逐渐下降，17 min后稳定在0.68 mol CO2/mol amine。这是因为，进气压力突降导致塔内吸收压力下降，对塔内气体的运动状态产生影响，塔内气、液接触推动力减小，同时，压力降低使得单位体积内的分子数量减少，塔内酸性气体总量减少，造成反应平衡逆向移动，因此净化气CO2含量上升、富液酸气负荷下降、吸收塔塔釜温度降低。但是由于进气压力的突降，造成塔底富液出塔流量减少，进而出现一定的液体累积，因此液位短时间内上升，而随着压力的逐渐降低，吸收塔内为尽快达到目标吸收压力，液位会出现一定幅度的下降，并且由于吸收塔塔顶压力控制器和塔釜液位控制器动作响应存在一定的过度调节，导致吸收塔内压力以及塔釜液位出现轻微波动，也与不同开车工况下实验研究得出的吸收压力对该装置系统会产生较为显著的影响相一致。

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图5 进气压力突变时装置响应特性曲线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 ℃

当进气压力突增至4 MPa时，净化气CO2摩尔分数在18 min后由3.82%逐渐升至9.73%，吸收塔塔顶压力在14 min内由3.010 MPa快速升至4 MPa左右后出现轻微波动，吸收塔塔釜温度在19 min内由62.31 ℃逐渐升至63.8 ℃，吸收塔塔釜液位在17 min内先急速升至82.65 mm后又出现波动并回归至初始液位，富液酸气负荷逐渐上升，在经过17 min后稳定在0.75 mol CO2/mol amine。这主要是因为，进气压力突增意味着吸收塔内压力升高，单位体积内的分子数量增加，反应推动力上升，更多的酸性气体进入液相，塔底富液酸气负荷以及塔釜温度均呈现小幅度上升，但是受限于该混合胺液本身的吸收能力，其对CO2净化深度下降，导致出口CO2含量升高。另外，由于进气压力的突增，导致塔底富液出塔流量增加，因此液位短时间内下降，而吸收塔塔顶压力控制器和塔釜液位控制器动作响应不及时，导致吸收塔内压力以及塔釜液位出现上下波动，而这也与不同开车工况得出的吸收压力对该装置系统的影响最为显著的结论相一致。

2.4 贫液进塔温度波动对装置响应特性的影响

贫液进塔温度对吸收温度起到重要影响，同时会对气-液间传质速率以及平衡极限产生影响，因此，针对36%MDEA+4%PZ的混合胺液，在原料气35%CO2+65%N2的进气流量为7.5 L/min、吸收压力3 MPa、贫液入塔流量40 mL/min工况下进行动态模拟，在稳定运行20 min后，将贫液进塔温度由50 ℃分别调至45、55 ℃，考察其动态响应特性，装置各关键参数随时间的变化规律如图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图6 贫液进塔温度突变时装置响应特性曲线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

从图6可以看出，贫液进塔温度突降至45 ℃后，净化气CO2摩尔分数在19 min后由3.82%逐渐上升至4.03%，吸收塔塔顶压力在25 min内先由3.010 MPa快速升至3.011 MPa后逐渐回落至初始压力，吸收塔塔釜温度在29 min内由62.31 ℃逐渐降至60.9 ℃，吸收塔塔釜液位出现轻微下降，降至80.23 mm，并在波动24 min后，回升至初始液位，富液酸气负荷在21 min内由0.71 mol CO2/mol amine逐渐降至0.695 mol CO2/mol amine。这主要是因为，贫液进塔温度突降，塔内温度场受到较大扰动，贫液吸收速率会有所下降，导致塔内气体产生一定量的累积，塔内压力升高，造成吸收塔塔釜温度及液位下降，净化气CO2含量升高，但吸收温度降低有助于混合胺液对酸性气体的溶解，对CO2吸收起到一定的促进作用，因此下降幅度较小。

贫液进塔温度突增至55 ℃后，净化气CO2摩尔分数在18 min后由3.82%上升至6.02%，吸收塔塔顶压力在26 min内先由3.010 MPa急速上升至3.012 MPa又逐渐回落至3.010 MPa，吸收塔塔釜温度在28 min内由62.31 ℃逐渐上升至64.2 ℃，吸收塔塔釜液位出现轻微下降，27 min后回稳，富液酸气负荷出现轻微上升，22 min后稳定在0.725 mol CO2/mol amine。贫液进塔温度突升将会增大吸收塔内酸性气体与混合胺液之间的传质速率，但是也会引起其中酸性气体平衡溶解度的下降，因此贫液进塔温度升高后，在动力学和热力学的双重作用下，净化气CO2含量和塔顶压力会出现上升。而贫液进塔温度的升高增加了塔内液态水的蒸发率，导致富液酸气负荷出现小幅度的上升。另外，受贫液进塔温度上升的影响，塔内气体迅速膨胀，气、液湍动剧烈，气、液相传热速率增大，吸收塔塔顶压力和吸收塔塔底液位产生波动，并在波动起始段均短暂地出现了一个尖峰。

2.5 天然气脱碳循环装置响应特性优化

基于上述分析，在现有控制方案中，一是，在工况突变模拟研究中，该装置系统在应对由于吸收压力变化造成的工况突变时，其动作响应存在一定滞后问题，造成吸收塔内压力及液位出现上下波动；
二是，由于贫液入塔流量未与吸收塔气相及液相进料之间建立相应的控制方案，导致工况突变后贫液入塔流量无法自动调节。因此，针对这些问题进行优化改进，以提升装置运行的安全稳定性，降低运行成本。

2.5.1 控制方案分析优化

为实现吸收塔塔釜液位与进气流量、吸收压力、贫液进塔温度直接的关联，同时降低进气压力波动对吸收塔塔顶压力及塔釜液位的影响，以吸收塔塔釜液位波动幅度为目标响应值，针对工况突变中原料气流量、贫液入塔流量、进气压力、贫液进塔温度突变对吸收塔塔釜液位波动幅度的影响进行响应面分析，采用BBD四因素三水平设计法进行多因素耦合，对非单一因素突变工况进行动态模拟研究。

(1)响应面模型建立

以原料气流量(A)、进气压力(B)、贫液进塔温度(C)、贫液入塔流量(D)为主要工艺参数，各突变工况对应的工艺参数的因素水平如表5所示。利用Design Expert12设计的25种具体模拟工况及响应结果如表6所示。

表5 突变工况因素水平Table 5 Factor level of abrupt conditions

通过对工况模拟结果进行拟合，得到原料气流量、进气压力、贫液进塔温度、贫液入塔流量对吸收塔塔釜液位波动幅度影响的回归方程如式(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为工况突变后吸收塔塔釜液位波动高度，mm。

表6 响应面模拟结果Table 6 Response surface simulation results

(2)响应面模型拟合度分析

对模型方差进行分析，以检验吸收塔塔釜液位波动幅度响应模型的准确性和拟合程度，结果见表7。

表7 响应面模型误差分析Table 7 Response surface model error analysis

从表7可以发现:该模型P小于0.01，说明此回归模型的拟合准确度较高；
模型的相关性系数R2=0.9375，接近于1，说明误差影响并不显著；
同时，回归模型的信噪比为13.5101(大于4)，也说明模型可信度较高。综上所述，该模型可以用于后续优化改进。

由于在实际生产运行中，原料气气质波动特别是原料气流量波动是最为常见的复杂工况，因此在进行控制方案优化时，将贫液入塔流量与原料气流量进行关联，建立两者之间的比例关系，如式(2)所示。

Q′l=Ql×(Q′Gas/QGas)

(2)

式(2)中:Q′l为新工况下贫液入塔流量，mL/min；
Ql为原工况下贫液入塔流量，mL/min；
Q′Gas为新工况下原料气流量，L/min；
QGas为原工况下原料气流量，L/min。

2.5.2 优化后响应特性分析

将式(1)、式(2)添加到原控制方案中进行优化改进。由于在原有控制方案研究中，当发生进气压力波动工况时，装置响应特性相对更差，装置的稳定性更易受到影响，因此，针对进气压力突变工况，采用优化后的控制方案，再次对装置进行动态响应特性模拟研究。

保持模拟运行工况不变，在动态模拟稳定运行20 min后，施加扰动使吸收塔气相进料压力由3 MPa突变至2、4 MPa，考察各工艺参数随时间的变化情况，探究装置的动态响应特性，结果如图7所示。

图7 优化后进气压力突变时装置响应特性曲线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 ℃

根据图7可知:当进气压力突降至2 MPa时，净化气CO2摩尔分数在15 min后由3.82%逐渐升至4.45%，但随后又回落至4.13%；
吸收塔塔顶压力在13 min内由3.010 MPa快速下降至2 MPa左右，并逐渐趋于平稳；
吸收塔塔釜温度在17 min内由62.31 ℃逐渐降至60.9 ℃，与优化前基本相同；
吸收塔塔釜液位在14 min内先短时间内降至79.02 mm，后又回升至初始液位；
富液酸气负荷由0.71 mol CO2/mol amine逐渐下降，15 min后稳定在0.701 mol CO2/mol amine。对比图5和图7可以看出，与装置控制系统优化前相比，优化后，净化气CO2含量以及富液酸气负荷均出现一定回落或回升现象，吸收塔塔顶压力及吸收塔塔釜液位在进气压力突降后也未发生上下波动，且净化气CO2含量、吸收塔塔顶压力、吸收塔塔釜温度、吸收塔塔釜液位以及富液酸气负荷总体波动幅度相对降低，响应变化时间也有一定缩短。

当进气压力突增至4 MPa时，净化气CO2摩尔分数在14 min后由3.82%逐渐升至7.12%，又回落至5.45%；
吸收塔塔顶压力在14 min内由3.010 MPa快速升至4 MPa左右后未出现上下波动；
吸收塔塔釜温度在17 min内由62.31 ℃逐渐升至63.5 ℃；
吸收塔塔釜液位在14 min内先急速升至82.13 mm，后又逐渐回归至初始液位，与优化前相比也未波动；
富液酸气负荷平稳上升，并在15 min以后稳定在0.733 mol CO2/mol amine。对比图5和图7可以发现，优化以后，净化气CO2含量、富液酸气负荷均出现回落，吸收塔塔顶压力及塔釜液位在工况突变后也未出现波动，装置各关键参数波动幅度及响应变化时间相对降低，说明优化后的控制方案可以起到更好的响应动作，保证装置的稳定安全运行。

(1)在对不同因素下的突变工况进行动态模拟时，各关键参数虽然会发生一定波动，但均可以较快速地回稳，说明该控制响应在总体上可以适应本研究范围内的工况突变。

(2)吸收塔塔釜温度由于受进塔流体状态及塔内反应程度的双重影响，因此回稳时间较长。同时，由于贫液入塔流量固定，无法对工况突变做出自动响应。另外，在遇到进气压力突变时，吸收塔塔顶压力及塔釜液位会出现过渡调节现象，造成塔内压力及液位上下波动，而这可能导致在更剧烈的工况突变下，造成液位过高引发泛塔现象或液位过低引起高、低压串气。

(3)针对原控制方案存在的吸收塔塔釜液位受进气压力影响较大的问题，对吸收塔塔釜液位与原料气气质及贫液进塔温度、流量进行多因素耦合优化。采用优化后的控制方案，对进气压力突变时装置响应特性进行研究，发现添加控制关联后，净化气CO2含量、吸收塔塔顶压力、吸收塔塔釜温度、吸收塔塔釜液位以及富液酸气负荷总体波动幅度降低15%～40%，响应时间缩短10%～20%，提高了装置的稳定性及安全性。

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