加氫裝置分餾塔進(jìn)料加熱器出口管線振動(dòng)原因分析及解決措施

涂連濤 漆小川 李軍令 胡勇 張宗有

中國石油獨(dú)山子石化分公司

獨(dú)山子石化煉油廠加氫聯(lián)合車間0.8×106t/a催焦柴加氫裝置于2009年8月建成投產(chǎn)，裝置由反應(yīng)和分餾兩部分組成，脫硫化氫汽提塔設(shè)計(jì)全回流。采用熱壁加氫反應(yīng)器，反應(yīng)部分采用冷高分流程。采用爐前混氫方案，提高換熱器效率和減緩結(jié)焦程度。設(shè)計(jì)加工原料為催化柴油、焦化柴油和焦化汽油，氫氣由制氫裝置和乙烯氫供給。產(chǎn)品為精制柴油，同時(shí)，產(chǎn)品分餾塔塔頂還副產(chǎn)石腦油，作為裂解原料送至乙烯廠。低分氣和脫硫化氫汽提塔塔頂含硫氣體分別送入加氫裂化裝置低分氣脫硫塔和干氣脫硫塔進(jìn)行集中脫硫，脫硫后進(jìn)入干氣低分氣回收單元，回收氫氣和輕烴。

裝置設(shè)計(jì)生產(chǎn)國Ⅲ柴油，2014年裝置更換催化劑后，生產(chǎn)的精制柴油中硫含量滿足國Ⅳ類柴油排放標(biāo)準(zhǔn)，實(shí)際通過反應(yīng)器提溫，精制柴油質(zhì)量可達(dá)到國Ⅴ柴油標(biāo)準(zhǔn)。因柴油加氫裝置要運(yùn)行至2019年大修換催化劑，為確保催化劑長周期運(yùn)行，2015年開始摻煉部分直餾柴油，將大部分催化柴油改進(jìn)直餾柴油加氫裝置。因直柴加氫裝置生產(chǎn)的精制柴油及加氫裂化裝置生產(chǎn)的輕柴和重柴硫含量較低，2016年，為了減少柴油質(zhì)量過剩，催焦柴加氫裝置將精制柴油中硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)控制在10～20 mg/kg，同時(shí)也可以降低反應(yīng)苛刻度，降低反應(yīng)溫度，延長催化劑壽命。

2016年，分餾塔進(jìn)料/精制柴油換熱器(以下簡稱分餾塔進(jìn)料加熱器)E-205出口管線出現(xiàn)明顯振動(dòng)，為減輕振動(dòng)，將E-205出口管線固定到分餾框架鋼梁，振動(dòng)情況好轉(zhuǎn)。2017年5月開始，汽提塔塔頂回流罐(位于分餾二層框架)氣相出口管線振動(dòng)加劇，尤其是氣相出口安全閥出現(xiàn)明顯擺動(dòng)，分析其原因?yàn)椋篍-205出口管線振動(dòng)帶動(dòng)分餾框架振動(dòng)，分餾框架振動(dòng)導(dǎo)致汽提塔塔頂回流罐及附屬管線振動(dòng)，因安全閥質(zhì)量較大，安全閥進(jìn)口管線管徑(DN80)較小，回流罐的振動(dòng)易導(dǎo)致安全閥擺動(dòng)。裝置分餾系統(tǒng)流程見圖1。

1 振動(dòng)原因分析

2015年，裝置開始摻煉部分直餾柴油，將大部分催化柴油改進(jìn)直餾柴油加氫裝置，直餾柴油烷烴含量高，容易裂化生成輕石腦油組分，焦柴的烷烴含量稍低，催柴以芳烴為主，烷烴含量最低，柴油烷烴含量可近似以十六烷指數(shù)表征，2017年1月1日的化驗(yàn)分析數(shù)據(jù)見表1。

表1 柴油十六烷指數(shù)及總芳烴含量Table1 Cetaneindexandtotalaromaticcontentofdiesel柴油組分十六烷指數(shù)w(總芳烴)/%直柴55．319．1焦柴48．532．2催柴34．059．0

2010年以來，催焦柴油加氫裝置原料摻煉比例及加氫石腦油收率情況見圖2。

由圖2可知，加氫石腦油收率和直柴摻煉比例呈正相關(guān)。

此外，裝置原設(shè)計(jì)生產(chǎn)國Ⅲ柴油，目前生產(chǎn)硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10～20 mg/kg的柴油，導(dǎo)致加氫反應(yīng)深度增加，裂解產(chǎn)生的輕石腦油組分增加。

因裝置汽提塔設(shè)計(jì)為全回流，輕石腦油組分在汽提塔頂部和回流罐之間循環(huán)，導(dǎo)致輕石腦油不斷累積，回流罐為液面自動(dòng)控制，導(dǎo)致汽提塔塔頂回流量逐步上升。設(shè)計(jì)汽提塔塔頂回流量為：催化劑運(yùn)行初期10.8 t/h，末期12.7 t/h(裝置設(shè)計(jì)加工量為103 t/h)，但目前裝置負(fù)荷較低，加工量只有80 t/h，為設(shè)計(jì)負(fù)荷的78%，而汽提塔塔頂回流量已達(dá)到14～16 t/h。因此，過大的回流使得部分輕石腦油組分進(jìn)入汽提塔塔底，導(dǎo)致汽提塔塔底油的輕組分含量增加(可從加氫石腦油收率上升進(jìn)行判斷)，汽提塔塔底油和精柴換熱后，被加熱至約190 ℃進(jìn)入分餾塔。因此，E-205出口氣化率上升，導(dǎo)致出口管線內(nèi)介質(zhì)流速增加，因管線內(nèi)介質(zhì)為氣液兩相流，容易產(chǎn)生不正常流型，導(dǎo)致管線振動(dòng)。

氣液兩相流動(dòng)有多種流型，研究表明，塊狀流和塞狀流對(duì)管道激振力最大[1]，而均勻的分散流引起的激振力則較小，在工藝操作、管內(nèi)介質(zhì)流速、管徑選擇上，應(yīng)盡量避免塊狀流和塞狀流。

水平管氣液兩相流型的判斷可以采用曼德漢流型圖[1]，見圖3。

垂直管氣液兩相流流型的判斷可以采用格里菲斯流型圖[1-2]，見圖4。

圖4中：氣相折算速度Wsg=Qg/A，m/s；液相折算速度Wsl=Ql/A，m/s；混相流速uh=Wsg+Wsl， m/s；管線截面積A=πdi2/4，m2；體積含氣率β=Qg/(Qg+Ql)；Qg為氣相體積流量，m3/h；Ql為液相體積流量，m3/h；di為管線內(nèi)徑，m；di為0.35 m，則A=π×0.352/4=0.096 m2。

2015年摻煉直柴前，加氫石腦油收率(w，下同)為23%。2016年摻煉直柴后，加氫石腦油收率為30%。利用流程模擬軟件Aspen HYSYS對(duì)分餾單元進(jìn)行模擬，模擬流程見圖5。

模擬結(jié)果表明：加氫石腦油收率為23%時(shí)，E-205出口氣相體積流量Qg為79.96 m3/h，液相體積流量Ql為110.3 m3/h；加氫石腦油收率為30%時(shí)，E-205出口氣相體積流量Qg為99.41 m3/h，液相體積流量Ql為107.0 m3/h。根據(jù)模擬數(shù)據(jù)計(jì)算E-205出口管線氣液相流動(dòng)參數(shù)，結(jié)果見表2。

表2 E?205出口管線氣液相流動(dòng)參數(shù)Table2 FlowparametersofvaporandliquidinoutletpipelineofE?205加氫石腦油收率，w/%氣相折算流速Wsg/(m·s-1)液相折算流速Ws/(m·s-1)體積含氣率β混相流速uh/(m·s-1)u2H/9．807di/(m·s-1)230．2310．3190．420．5500．088300．2880．3100．480．5980．104

由E-205出口管線氣液相流動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果，按照曼德漢流型圖，加氫石腦油收率為23%和30%時(shí)，E-205出口水平管線內(nèi)氣液相流型均為分層流，不會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)。按照格里菲斯流型圖，加氫石腦油收率為23%時(shí)，E-205出口向上垂直管線內(nèi)氣液相流型處于泡狀流和塊狀流的邊界線，而當(dāng)加氫石腦油收率為30%時(shí)，垂直管線內(nèi)氣液相流型完全處于塊狀流區(qū)域，會(huì)導(dǎo)致管線振動(dòng)。

為驗(yàn)證振動(dòng)原因分析是否正確，2017年5月25日11:00 ～16:00進(jìn)行測試。將汽提塔C-201塔頂回流泵出口部分改至不合格線，改出流量約3 t/h，其余正常回流，測試期間對(duì)分餾框架24個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的振動(dòng)位移情況進(jìn)行監(jiān)測。測試開始1 h后，觀察分餾框架的振動(dòng)明顯減輕。測試結(jié)果表明，對(duì)分餾框架振動(dòng)原因的分析是正確的。因汽提塔塔頂回流量減少，汽提塔塔頂溫度由165.2 ℃上升至171.8 ℃，汽提塔塔底溫度由153.0 ℃上升至156.8 ℃，分餾塔進(jìn)料溫度從設(shè)定的199 ℃上升至211 ℃(后因E-205熱源副線控制閥在自動(dòng)調(diào)節(jié)作用下逐漸開大，分餾塔進(jìn)料溫度緩慢恢復(fù)至設(shè)定溫度199 ℃)。分餾塔進(jìn)料加熱器E-205的熱源副線開大，有利于增加精柴和低分油的換熱，汽提塔進(jìn)料溫度由184 ℃上升至191 ℃。汽提塔塔頂、塔底溫度以及進(jìn)料溫度提高，有利于脫除硫化氫及防止塔底油帶水，并將塔底油中更多的輕石腦油組分汽提至塔頂回流罐，再由回流罐轉(zhuǎn)移出去，降低了分餾塔進(jìn)料中輕組分含量，有利于降低分餾塔塔底重沸爐的負(fù)荷。

2 解決方案

為研究解決方案，2017年5月25日、26日分別對(duì)汽提塔塔頂回流油取樣，進(jìn)行餾程分析，因回流油含液態(tài)烴，且硫化氫含量較高，采用玻璃瓶取樣，取樣時(shí)已有部分液態(tài)烴和硫化氫揮發(fā)，化驗(yàn)分析前還需要將樣品先自然揮發(fā)，待硫化氫濃度明顯下降后，再做分析，因此，初餾點(diǎn)數(shù)據(jù)不太準(zhǔn)確。餾程分析的D86結(jié)果見表3。

表3 回流油餾程分析數(shù)據(jù)Table3 Distillationrangeanalysisdataofrefluxoil餾程餾出溫度/℃5月25日5月26日初餾點(diǎn)312910%434030%575350%777570%11511390%186188終餾點(diǎn)234235

從表3可以看出，終餾點(diǎn)符合乙烯裂解原料終餾點(diǎn)≤250 ℃的要求，且該石腦油為加氫后的組分，不含烯烴及其他雜質(zhì)，是很好的乙烯裂解原料。

根據(jù)該石腦油性質(zhì)，初步確定兩種解決方案：

方案一：回流油接入石腦油線外送至乙烯。依據(jù)文獻(xiàn)[3]，查閱中國石化出版社《加氫裝置技術(shù)改造及優(yōu)化案例》，某加氫裝置脫硫化氫汽提塔設(shè)計(jì)全回流，經(jīng)常出現(xiàn)塔頂回流罐液位超高的現(xiàn)象，造成出回流罐的干氣帶液嚴(yán)重。經(jīng)化驗(yàn)分析，汽提塔塔頂回流油是很好的乙烯裂解原料，因此進(jìn)行技術(shù)改造，將脫硫化氫汽提塔塔頂回流泵出口與輕石腦油出裝置管線增加跨線，將回流油部分外送至乙烯裝置做原料，成功地解決了生產(chǎn)問題。

方案二：回流油改至加氫裂化裝置汽提塔。獨(dú)山子石化煉油廠直柴加氫裝置汽提塔設(shè)計(jì)為非全回流，而是將一部分回流油送至加氫裂化裝置汽提塔。

方案一和方案二均需增加臨時(shí)跨線，在生產(chǎn)狀態(tài)下均可施工，方案一雖然有相關(guān)案例支撐，但具體情況未知。2015年7月，對(duì)裝置進(jìn)行標(biāo)定，回流罐含硫干氣中硫化氫體積分?jǐn)?shù)高達(dá)25.10%，干氣組成分析數(shù)據(jù)見表4。

表4 干氣組成數(shù)據(jù)Table4 Componentdataofdrygasφ/%氫氣硫化氫甲烷乙烷丙烷異丁烷正丁烷異戊烷正戊烷C+537．2525．101．202．312．711．1019．883．315．122．01

在回流罐的操作條件下,硫化氫氣液相平衡，回流油中硫化氫含量必然很高。因化驗(yàn)部門目前沒有分析回流油中硫化氫的方法，且在取樣過程中，硫化氫已大量揮發(fā)，無法進(jìn)行準(zhǔn)確分析，因此，決定利用Aspen HYSYS軟件建立汽提塔塔頂回流罐模型。已知出回流罐含硫干氣的組成、流量，回流油的餾程、流量，酸性水的流量等于汽提塔塔底汽提蒸汽的流量，因此，可由回流罐出口物料反推得到回流罐入口物料，通過不斷增加硫化氫的量，直至從回流罐出來的含硫干氣硫化氫體積分?jǐn)?shù)達(dá)到實(shí)際值25%，此時(shí)查看回流油組成可知，其硫化氫質(zhì)量分?jǐn)?shù)高達(dá)2.2%。模擬流程見圖6。

回流油中硫化氫含量較高，若送去乙烯廠做原料，對(duì)乙烯原料罐區(qū)的安全危害較大，硫化氫在含水部位還會(huì)形成濕硫化氫腐蝕。因此，傾向于選擇方案二，將回流油中的硫化氫脫除，然后進(jìn)入加氫裂化輕、重石腦油，輕石腦油作乙烯裂解原料，重石腦油作重整原料。但方案二也有其限制條件：目前加氫裂化裝置加工量較大，輕石腦油泵已接近最大負(fù)荷，不得不將部分輕石腦油改入重石腦油，導(dǎo)致重石腦油輕組分增加，輕組分進(jìn)入重整裝置被分離進(jìn)入拔頭油，拔頭油再送去乙烯做裂解原料，增加了輸送和分離系統(tǒng)的能耗。

綜合考慮，決定采用方案二。

3 技術(shù)改造實(shí)施情況

2017年6月9日，根據(jù)方案二實(shí)施技改措施(技改流程見圖7)，在汽提塔塔頂回流控制閥倒淋與直柴加氫裝置粗石腦油線倒淋之間增加跨線，將2.5 t/h部分回流改至加氫裂化裝置，加氫裂化裝置輕石腦油流量由14.5 t/h上升至17 t/h，催焦柴加氫裝置汽提塔塔頂溫度與塔底溫度各提高約3 ℃。對(duì)技改前后分餾框架振動(dòng)位移情況進(jìn)行監(jiān)測，結(jié)果見表5。

表5 分餾框架振動(dòng)位移數(shù)據(jù)mmTable5 Vibrationdisplacementdataoffractionationframe具體位置位移(技改前)位移(技改后)東西向南北向東西向南北向一層主框架西北立柱(A)0．1850．1730．0430．049一層主框架東北立柱(B)0．1730．1590．0350．041E205北側(cè)基座(C)0．1560．1480．0370．035E205南側(cè)基座(D)0．2560．2150．0620．054E205熱源進(jìn)口法蘭處(E)0．2130．1870．0380．028E205熱源副線臨時(shí)支撐立桿(F)0．2460．2730．0650．074V201北側(cè)基座(A2)0．2530．2530．0730．062V201北側(cè)基座(B2)0．2720．2610．0760．058二層主框架西北立柱(C2)0．2640．2460．0640．062二層主框架東北立柱(D2)0．2410．2860．0690．059二層主框架東南立柱(E2)0．2080．1980．0520．049二層主框架西南立柱(F2)0．2190．1680．0570．053

由表5可見，技改后各監(jiān)測點(diǎn)的位移(振幅)基本削減為原來的1/4～1/3，分餾框架振動(dòng)情況明顯減輕。此外，分餾塔塔底重沸爐負(fù)荷隨之降低，重沸爐出口溫度從296 ℃降至293 ℃。由此分析，前期裝置為78%負(fù)荷時(shí)，分餾塔塔底重沸爐負(fù)荷已接近設(shè)計(jì)負(fù)荷，其重要原因是分餾塔進(jìn)料含輕組分較多，為控制柴油閃點(diǎn)，塔底需要的加熱負(fù)荷較大。

4 結(jié) 論

催焦柴加氫裝置摻煉直餾柴油及生產(chǎn)國Ⅴ柴油，導(dǎo)致加氫反應(yīng)中裂化生成的輕石腦油組分增加，汽提塔進(jìn)料中輕組分增加，在汽提塔內(nèi)逐漸累積，汽提塔塔底油作為分餾塔進(jìn)料，造成分餾塔進(jìn)料中輕組分增加，分餾塔進(jìn)料加熱器E-205出口管線內(nèi)介質(zhì)氣化率上升，流速增加，氣液兩相在垂直管線內(nèi)形成塊狀流，導(dǎo)致管線振動(dòng)。2016年，為防止E-205出口管線振動(dòng)，將E-205出口管線固定到框架鋼梁上，導(dǎo)致E-205出口管線振動(dòng)帶動(dòng)分餾框架振動(dòng)，從而帶動(dòng)汽提塔塔頂回流罐及附屬管線、安全閥振動(dòng)。通過實(shí)施技改措施，將汽提塔回流油部分改至加氫裂化裝置汽提塔，降低了分餾塔進(jìn)料中的輕組分含量。技改實(shí)施后，分餾框架各監(jiān)測點(diǎn)的位移(振幅)基本削減為原來的1/4～1/3，分餾框架的振動(dòng)明顯減輕，達(dá)到了預(yù)期目標(biāo)。

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