連續(xù)重整裝置能耗分析和優(yōu)化

郭建波，張英哲，任研研

(中國(guó)石化 洛陽(yáng)分公司，河南 洛陽(yáng) 471012)

連續(xù)重整裝置消耗能量的設(shè)備較多，同時(shí)反應(yīng)苛刻度高，反應(yīng)需熱大，裝置能耗高，降低連續(xù)重整裝置的綜合能耗是每個(gè)煉油廠迫切解決的問(wèn)題。洛陽(yáng)分公司7 000 t/a連續(xù)重整裝置包括原料預(yù)處理、重整反應(yīng)、催化劑再生，該裝置采用國(guó)產(chǎn)成套技術(shù)，重整反應(yīng)氣液分離罐壓力0.46 MPa，原料預(yù)處理為先分餾后加氫流程。以洛陽(yáng)分公司連續(xù)重整裝置為例，對(duì)重整進(jìn)料量93 t/h(106%負(fù)荷)時(shí)能耗組成及采取的節(jié)能措施進(jìn)行分析，通過(guò)采取相應(yīng)節(jié)能措施，達(dá)到連續(xù)重整裝置降本增效目的。

1 連續(xù)重整裝置能耗組成分析

2018年洛陽(yáng)連續(xù)重整裝置年累計(jì)實(shí)際能耗為3 008.61 MJ/t，具體能耗分布如表1所示。

表1 2018年累計(jì)能耗分布表

由表1可知，洛陽(yáng)連續(xù)重整裝置重整進(jìn)料量為93 t/h工況下，總用能合計(jì)4 335.53 MJ/t，總產(chǎn)能合計(jì)-1 174.74 MJ/t。其中，燃料氣是洛陽(yáng)連續(xù)重整裝置最大的能耗，占總用能的59.35%；其次能耗是電，占總用能的19.50%。除此之外，3.5 MPa蒸汽占總用能的16.334%，循環(huán)水占總用能的3.00%，除氧水占總用能的1.77%。同時(shí)，重整反應(yīng)加熱爐的余熱鍋爐產(chǎn)3.5 MPa蒸汽和重整循環(huán)氫壓縮機(jī)汽輪機(jī)背壓產(chǎn)1.0 MPa蒸汽，連續(xù)重整裝置輸出一部分能耗，主要為3.5 MPa蒸汽和1.0 MPa蒸汽。

2 連續(xù)重整裝置能耗影響因素分析

對(duì)于正常操作的連續(xù)重整裝置能耗與原料的性質(zhì)、產(chǎn)品要求和設(shè)備效率有關(guān)，原料越差，要求產(chǎn)品辛烷值越高，外送氫氣壓力越高，連續(xù)重整裝置能耗越大。由連續(xù)重整裝置的能耗組成可知，連續(xù)重整裝置消耗能量最多的地方為：加熱爐消耗大量的燃料氣；重整反應(yīng)循環(huán)氫壓縮機(jī)消耗大量的3.5 MPa蒸汽；重整氫氣增壓機(jī)等用電設(shè)備消耗大量的電能。因此影響連續(xù)重整裝置能耗的主要因素為燃料氣、3.5 MPa蒸汽和電。

2.1 燃料氣消耗的影響

2.1.1加熱爐的影響

洛陽(yáng)連續(xù)重整裝置共有加熱爐8臺(tái)，加熱爐數(shù)量多，加熱負(fù)荷大，燃料氣的消耗量大，正常生產(chǎn)燃料氣用量占裝置進(jìn)料量的7%左右，因此減少加熱爐的熱負(fù)荷并提高其熱效率以降低燃料氣消耗。重整反應(yīng)為強(qiáng)吸熱反應(yīng)，因此重整反應(yīng)加熱爐燃料氣消耗最大，占連續(xù)重整裝置總?cè)剂蠚庀牡?0%左右，因此重整反應(yīng)加熱爐的運(yùn)行工況對(duì)連續(xù)重整裝置能耗存在較大影響。

重整反應(yīng)第一加熱爐(進(jìn)料加熱爐H201A)的熱負(fù)荷主要取決于重整反應(yīng)進(jìn)料換熱器(E201)的換熱深度，重整反應(yīng)進(jìn)料和反應(yīng)產(chǎn)物換熱越充分，重整反應(yīng)第一加熱爐入口溫度越高，重整反應(yīng)第一加熱爐消耗的燃料氣越低。連續(xù)重整裝置通過(guò)采用纏繞管換熱器或板式換熱器等高效換熱設(shè)備作為重整反應(yīng)進(jìn)出物料換熱器，不僅提高了重整反應(yīng)第一加熱爐入口溫度，降低了重整反應(yīng)第一加熱爐消耗的燃料氣，同時(shí)也降低了重整反應(yīng)產(chǎn)物出重整反應(yīng)進(jìn)料換熱器溫度，從而降低了換熱后重整反應(yīng)產(chǎn)物冷卻負(fù)荷，降低了空氣冷卻器風(fēng)機(jī)電能的消耗。

重整反應(yīng)第二、三、四加熱爐(中間加熱爐H201B、H201C、H201D)對(duì)重整反應(yīng)吸收的熱量進(jìn)行補(bǔ)償，是重整工藝的需要。重整反應(yīng)苛刻度越高，所需反應(yīng)熱越大，重整反應(yīng)第二、三、四加熱爐有效熱負(fù)荷越大，因此重整反應(yīng)第二、三、四加熱爐節(jié)能的主要措施，不是降低加熱爐的熱負(fù)荷，而是通過(guò)煙氣余熱回收，提高加熱爐的熱效率。

重整反應(yīng)加熱爐不但熱負(fù)荷大，而且加熱爐入口反應(yīng)物料溫度也比較高，為降低重整反應(yīng)系統(tǒng)壓降，反應(yīng)物料不進(jìn)對(duì)流室只進(jìn)輻射室加熱，輻射室熱效率只有60%左右，因此對(duì)流室熱量必須考慮利用。為提高重整反應(yīng)加熱爐熱效率，最普遍采用的方法是用于發(fā)生3.5 MPa蒸汽，將重整反應(yīng)加熱爐總熱效率提高到90%以上。

2.1.2貧富料工況影響

貧富料工況對(duì)連續(xù)重整裝置能耗的影響主要?dú)w因于其原料芳潛的不同。表2為石腦油原料性質(zhì)。

表2 石腦油族組成數(shù)據(jù) %

從表2、表3可知，加工貧料時(shí)石腦油中環(huán)烷烴低于富料工況近10個(gè)百分點(diǎn)，芳烴潛含量低、且正構(gòu)烷烴含量高，對(duì)重整反應(yīng)溫降和燃料氣消耗存在較大影響。

兩種工況下，重整反應(yīng)主要操作參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 貧富料工況重整反應(yīng)參數(shù)變化 ℃

由表3可知，連續(xù)重整裝置加工富料期間，各反應(yīng)溫降明顯增加，反應(yīng)總溫降增加近20 ℃，為保護(hù)設(shè)備防止第二、三重整反應(yīng)加熱爐超過(guò)設(shè)計(jì)熱負(fù)荷，富料工況適當(dāng)降低了第二、三重整反應(yīng)器入口溫度，加權(quán)床層入口溫度低于貧料工況。表4給出了貧富料工況下裝置能耗的變化。

表4 貧富料工況連續(xù)重整裝置能耗對(duì)比表

由表4可知，富料工況下連續(xù)重整裝置能耗為2 914.52 MJ/t，較貧料工況下的2 856.47 MJ/t高出58.05 MJ/t。

2.2 中壓蒸汽消耗的影響

連續(xù)重整裝置是一個(gè)3.5 MPa蒸汽產(chǎn)汽和用汽的大戶。產(chǎn)汽是利用重整反應(yīng)加熱爐對(duì)流室中煙氣的余熱發(fā)生3.5 MPa蒸汽，回收煙氣余熱的能量占裝置總能耗的1/3，洛陽(yáng)連續(xù)重整裝置唯一使用3.5 MPa蒸汽設(shè)備是重整循環(huán)氫壓縮機(jī)的汽輪機(jī)。

重整循環(huán)氫壓縮機(jī)用汽量是由重整循環(huán)氫流量和重整反應(yīng)循環(huán)回路壓降決定的，重整循環(huán)氫流量決定于重整催化劑上允許的積碳速度，而積碳速度又與重整反應(yīng)的苛刻度有關(guān)，因此不同的重整反應(yīng)苛刻度應(yīng)選用不同的氫油比，在重整反應(yīng)進(jìn)料量和重整產(chǎn)品要求相同情況下，貧料工況需較大的重整循環(huán)氫流量，富料工況可采用較小的重整循環(huán)氫流量，可以實(shí)現(xiàn)在保持相同重整催化劑積碳量情況下，降低重整循環(huán)氫壓縮機(jī)3.5 MPa蒸汽消耗。除合理確定重整循環(huán)氫流量，還要降低重整反應(yīng)循環(huán)回路壓降，這就需要連續(xù)重整裝置設(shè)計(jì)時(shí)通過(guò)采用徑向反應(yīng)器、低壓降換熱器、空氣冷卻器和重整反應(yīng)加熱爐多流路并聯(lián)，以及適當(dāng)增大管徑和優(yōu)化管路設(shè)計(jì)減少管線長(zhǎng)度及阻力。

2.3 電消耗的影響

連續(xù)重整裝置電能的使用主要是重整氫氣增壓機(jī)(K202A/B/S/D)、預(yù)加氫循環(huán)氫壓縮機(jī)(K101A/S)、重整再生循環(huán)氣壓縮機(jī)(K301A/S)、機(jī)泵電機(jī)、空冷電機(jī)以及再生各電加熱器。電量使用量最大的是重整氫氣增壓機(jī)。

連續(xù)重整裝置設(shè)置了4臺(tái)重整氫氣增壓機(jī)，目前高負(fù)荷狀況下3開(kāi)1備。由于往復(fù)式壓縮機(jī)一般設(shè)計(jì)為排量恒定，在實(shí)際生產(chǎn)中，由于重整進(jìn)料組分的變化和重整反應(yīng)溫度的波動(dòng)等原因，重整反應(yīng)產(chǎn)氫量時(shí)刻處于變化狀態(tài)，為適應(yīng)重整反應(yīng)產(chǎn)氫量的變化，一部分氫氣需要通過(guò)返回線從重整氫氣增壓機(jī)返回至重整氫氣增壓機(jī)入口，這就造成了一部分能量的浪費(fèi)。重整再生循環(huán)氣壓縮機(jī)(K301A/S)為保證進(jìn)入再生器的再生循環(huán)氣流量穩(wěn)定，工藝上通過(guò)調(diào)節(jié)再生循環(huán)氣返回量來(lái)控制再生循環(huán)氣流量，也造成了一部分能量的浪費(fèi)。

3 連續(xù)重整裝置的節(jié)能優(yōu)化措施

3.1 新增空氣預(yù)熱器，降低燃料氣消耗

重整反應(yīng)加熱爐對(duì)流室為余熱鍋爐，通過(guò)輻射室出來(lái)的高溫?zé)煔猱a(chǎn)生蒸汽，相當(dāng)于燃燒燃料氣產(chǎn)蒸汽，產(chǎn)汽成本較高。如果將煙氣熱焓轉(zhuǎn)化為重整反應(yīng)加熱爐助燃空氣熱焓，在重整反應(yīng)加熱爐熱負(fù)荷恒定的工況下，將節(jié)省燃料氣的消耗量，達(dá)到節(jié)能的效果。因此通過(guò)新增空氣預(yù)熱器，利用重整反應(yīng)加熱爐對(duì)流室出口煙氣加熱助燃空氣，以達(dá)到節(jié)省燃料氣，提高重整反應(yīng)加熱爐熱效率的目的。

重整反應(yīng)新增空氣預(yù)熱器如圖1所示。

由圖1可以看出，在重整反應(yīng)加熱爐煙囪的旁邊設(shè)置一個(gè)高溫?zé)煔鈹_流子+低溫鑄鐵組合式空氣預(yù)熱器，通過(guò)抽出重整反應(yīng)加熱爐對(duì)流室余熱鍋爐預(yù)熱段管線，減少余熱鍋爐產(chǎn)汽從煙氣中取走的熱量，將對(duì)流室出口煙氣溫度(H201A/C/D排煙溫度170 ℃，H201B排煙溫度145 ℃)提高至300 ℃左右，同時(shí)利用組合式空氣預(yù)熱器的換熱將對(duì)流室出口煙氣溫度由300 ℃降至120 ℃，將助燃空氣由20 ℃增加到200 ℃左右，以達(dá)到節(jié)省燃料，提高重整反應(yīng)加熱爐熱效率的目的。

圖1 重整反應(yīng)新增空氣預(yù)熱器

通過(guò)對(duì)流室抽取省煤段爐管，余熱鍋爐蒸汽產(chǎn)量減少，煙氣熱量被轉(zhuǎn)移用于提高助燃空氣溫度，以節(jié)省更多重整反應(yīng)加熱爐燃料。重整反應(yīng)加熱爐最終排煙溫度由平均160 ℃降為110 ℃左右，加熱爐熱效率由91.55%提高至93.03%，節(jié)能效果顯著。

為滿足環(huán)保對(duì)煙氣中SO2控制指標(biāo)的要求和避免排煙溫度降至120 ℃時(shí)造成露點(diǎn)腐蝕，需將燃料氣的含硫量控制在20 μg/g以下。

3.2 根據(jù)貧富料工況變化及時(shí)調(diào)整重整反應(yīng)氫油比和苛刻度，減少燃料氣消耗

根據(jù)不同的重整反應(yīng)苛刻度選用不同的氫油比，在重整反應(yīng)進(jìn)料量和重整產(chǎn)品要求相同情況下，貧料工況采用較大的重整循環(huán)氫流量，富料工況采用較小的重整循環(huán)氫流量，從而實(shí)現(xiàn)在保持同樣的重整催化劑積碳量情況下，降低重整循環(huán)氫壓縮機(jī)3.5 MPa蒸汽消耗。

同樣重整反應(yīng)苛刻度下，加工芳烴潛含量高的富料芳烴產(chǎn)率更高。因此在重整反應(yīng)進(jìn)料量和重整產(chǎn)品要求相同情況下，富料工況適當(dāng)?shù)赝ㄟ^(guò)降低重整反應(yīng)加權(quán)床層入口溫度來(lái)降低重整反應(yīng)苛刻度，節(jié)省燃料氣消耗。

3.3 改進(jìn)部分壓縮機(jī)負(fù)荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)，降低電耗

為節(jié)約裝置電耗，通過(guò)改造，將重整氫氣增壓機(jī)K202A負(fù)荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)改造為HOERBIGER無(wú)級(jí)氣量調(diào)節(jié)系統(tǒng)，將重整再生循環(huán)氣壓縮機(jī)K301S負(fù)荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)改為余隙調(diào)節(jié)系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了根據(jù)工藝參數(shù)直接調(diào)節(jié)往復(fù)式壓縮機(jī)的進(jìn)氣流量，從而取消循環(huán)氣體，進(jìn)一步降低了裝置用電量及綜合能耗。

3.4 對(duì)部分泵進(jìn)行葉輪切割，降低電耗

為進(jìn)一步降低裝置電耗，對(duì)現(xiàn)機(jī)泵進(jìn)行核算，對(duì)裝置運(yùn)行過(guò)程中“大馬拉小車(chē)”設(shè)備進(jìn)行整改，對(duì)重整預(yù)分餾塔重沸爐泵P104A、重整正異戊烷分離塔C202塔頂回流泵P207S葉輪進(jìn)行切割，見(jiàn)表5。

表5 部分泵葉輪切割前后數(shù)據(jù)表

3.5 充分利用預(yù)分餾塔頂?shù)蜏責(zé)?，降低裝置能耗

通過(guò)在預(yù)分餾塔塔頂新增換熱器，使預(yù)分餾塔塔頂餾出物(100 ℃，55 t/h的氣相)與重整裝置常溫再接觸油換熱回收低溫?zé)崮埽粌H分擔(dān)預(yù)分餾塔塔頂部分冷卻負(fù)荷，降低輕石腦油中的C6及以上組分；而且可將預(yù)分餾塔塔頂餾出物熱量傳遞給常溫再接觸油，在提高重整脫戊烷塔C201進(jìn)料溫度同時(shí)變相提高芳烴供料溫度，從而達(dá)到節(jié)能降耗的目的。新增換熱流程如圖2所示。

1.預(yù)分餾塔 2.新增換熱器 3.預(yù)分餾塔塔頂空冷 4.預(yù)分餾塔塔頂水冷器 5.再接觸罐 6.脫戊烷塔 7.脫戊烷塔進(jìn)出物料換熱器 8.脫戊烷塔再沸爐

由圖2可知，再接觸罐底重整再接觸油(38 ℃，85 t/h重整再接觸油)通過(guò)新增換熱器換熱后，再經(jīng)脫戊烷塔進(jìn)出料換熱器進(jìn)行換熱，然后進(jìn)入脫戊烷塔。為避免脫戊烷塔進(jìn)料溫度過(guò)高且盡量提高脫戊烷塔底油供芳烴熱料溫度，在再接觸罐底重整生成油進(jìn)脫戊烷塔進(jìn)出料換熱器入口前增加冷料線，保證生產(chǎn)過(guò)程能夠?qū)γ撐焱樗M(jìn)料溫度進(jìn)行控制。

通過(guò)換熱流程優(yōu)化，充分利用預(yù)分餾塔塔頂?shù)蜏責(zé)崮芴岣呙撐焱樗子凸┓紵N的熱供料溫度，實(shí)現(xiàn)了：①冷油(再接觸底重整生成油)利用再接觸罐與脫戊烷塔壓力差，完全靠自壓進(jìn)料，預(yù)分餾塔塔頂餾出物的熱油氣通過(guò)采用兩端進(jìn)料和大管徑等低壓降損失設(shè)計(jì)措施，降低熱油氣壓差，同時(shí)由于進(jìn)預(yù)分餾塔塔頂空氣冷卻器油氣線速大幅下降，預(yù)分餾塔塔頂冷卻系統(tǒng)壓降在投用了該換熱器后出現(xiàn)一定的下降，因此解決了預(yù)分餾塔塔頂壓降的大問(wèn)題，降低了回流泵的進(jìn)出口壓差。在大負(fù)荷工況下保證了回流泵的流量，有利于提高預(yù)分餾塔分離精度。經(jīng)測(cè)算，投用后重整進(jìn)料初餾點(diǎn)提高了2 ℃左右，預(yù)分餾塔塔頂輕石腦油中C6+的損失降低了5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))左右。②大幅降低了預(yù)分餾塔塔頂?shù)睦鋮s負(fù)荷，塔頂空氣冷卻器停運(yùn)2臺(tái)風(fēng)機(jī)和節(jié)省預(yù)分餾塔塔頂冷卻器冷卻水用量約80 t/h。③通過(guò)提高再接觸罐底生成油進(jìn)脫戊烷塔進(jìn)出料換熱器溫度，使進(jìn)出料換熱器熱流出口供芳烴溫度由72 ℃提高至95 ℃左右，降低了芳烴重整油分離塔塔底中壓蒸汽的消耗量，降低了芳烴能耗。④重整脫戊烷塔進(jìn)料溫度由168 ℃提高到175 ℃左右，脫戊烷塔塔底重沸爐燃料氣消耗同比下降40 Nm3/h。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)洛陽(yáng)分公司連續(xù)重整裝置的能耗組成及影響因素進(jìn)行分析，重整裝置能耗的主要影響因素為燃料氣、3.5 MPa蒸汽和電。針對(duì)洛陽(yáng)分公司連續(xù)重整裝置能耗影響因素，采取重整反應(yīng)加熱爐新增空氣預(yù)熱器、根據(jù)貧富料變化調(diào)整重整反應(yīng)氫油比和重整反應(yīng)苛刻度、改進(jìn)部分往復(fù)式壓縮機(jī)負(fù)荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)、對(duì)部分泵進(jìn)行葉輪切割、充分利用預(yù)分餾塔頂?shù)蜏責(zé)岬葍?yōu)化措施，降低了洛陽(yáng)分公司連續(xù)重整裝置燃料氣、3.5 MPa蒸汽和電的消耗，從而降低了裝置能耗。