郭建波，張英哲，任研研

(中國石化 洛陽分公司，河南 洛陽 471012)

連續(xù)重整裝置消耗能量的設(shè)備較多，同時反應苛刻度高，反應需熱大，裝置能耗高，降低連續(xù)重整裝置的綜合能耗是每個煉油廠迫切解決的問題。洛陽分公司7 000 t/a連續(xù)重整裝置包括原料預處理、重整反應、催化劑再生，該裝置采用國產(chǎn)成套技術(shù)，重整反應氣液分離罐壓力0.46 MPa，原料預處理為先分餾后加氫流程。以洛陽分公司連續(xù)重整裝置為例，對重整進料量93 t/h(106%負荷)時能耗組成及采取的節(jié)能措施進行分析，通過采取相應節(jié)能措施，達到連續(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年洛陽連續(xù)重整裝置年累計實際能耗為3 008.61 MJ/t，具體能耗分布如表1所示。

表1 2018年累計能耗分布表

由表1可知，洛陽連續(xù)重整裝置重整進料量為93 t/h工況下，總用能合計4 335.53 MJ/t，總產(chǎn)能合計-1 174.74 MJ/t。其中，燃料氣是洛陽連續(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，重整反應加熱爐的余熱鍋爐產(chǎn)3.5 MPa蒸汽和重整循環(huán)氫壓縮機汽輪機背壓產(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；重整反應循環(huán)氫壓縮機消耗大量的3.5 MPa蒸汽；重整氫氣增壓機等用電設(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

洛陽連續(xù)重整裝置共有加熱爐8臺，加熱爐數(shù)量多，加熱負荷大，燃料氣的消耗量大，正常生產(chǎn)燃料氣用量占裝置進料量的7%左右，因此減少加熱爐的熱負荷并提高其熱效率以降低燃料氣消耗。重整反應為強吸熱反應，因此重整反應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，因此重整反應加熱爐的運行工況對連續(xù)重整裝置能耗存在較大影響。

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

重整反應第二、三、四加熱爐(中間加熱爐H201B、H201C、H201D)對重整反應吸收的熱量進行補償，是重整工藝的需要。重整反應苛刻度越高，所需反應熱越大，重整反應第二、三、四加熱爐有效熱負荷越大，因此重整反應第二、三、四加熱爐節(jié)能的主要措施，不是降低加熱爐的熱負荷，而是通過煙氣余熱回收，提高加熱爐的熱效率。

重整反應加熱爐不但熱負荷大，而且加熱爐入口反應物料溫度也比較高，為降低重整反應系統(tǒng)壓降，反應物料不進對流室只進輻射室加熱，輻射室熱效率只有60%左右，因此對流室熱量必須考慮利用。為提高重整反應加熱爐熱效率，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

貧富料工況對連續(xù)重整裝置能耗的影響主要歸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，加工貧料時石腦油中環(huán)烷烴低于富料工況近10個百分點，芳烴潛含量低、且正構(gòu)烷烴含量高，對重整反應溫降和燃料氣消耗存在較大影響。

兩種工況下，重整反應主要操作參數(shù)見表3。

表3 貧富料工況重整反應參數(shù)變化 ℃

由表3可知，連續(xù)重整裝置加工富料期間，各反應溫降明顯增加，反應總溫降增加近20 ℃，為保護設(shè)備防止第二、三重整反應加熱爐超過設(shè)計熱負荷，富料工況適當降低了第二、三重整反應器入口溫度，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3.5 MPa蒸汽產(chǎn)汽和用汽的大戶。產(chǎn)汽是利用重整反應加熱爐對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)氫壓縮機的汽輪機。

重整循環(huán)氫壓縮機用汽量是由重整循環(huán)氫流量和重整反應循環(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的苛刻度有關(guān)，因此不同的重整反應苛刻度應選用不同的氫油比，在重整反應進料量和重整產(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，還要降低重整反應循環(huán)回路壓降，這就需要連續(xù)重整裝置設(shè)計時通過采用徑向反應器、低壓降換熱器、空氣冷卻器和重整反應加熱爐多流路并聯(lián)，以及適當增大管徑和優(yōu)化管路設(shè)計減少管線長度及阻力。

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(K202A/B/S/D)、預加氫循環(huán)氫壓縮機(K101A/S)、重整再生循環(huán)氣壓縮機(K301A/S)、機泵電機、空冷電機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。

連續(xù)重整裝置設(shè)置了4臺重整氫氣增壓機，目前高負荷狀況下3開1備。由于往復式壓縮機一般設(shè)計為排量恒定，在實際生產(chǎn)中，由于重整進料組分的變化和重整反應溫度的波動等原因，重整反應產(chǎn)氫量時刻處于變化狀態(tài)，為適應重整反應產(chǎn)氫量的變化，一部分氫氣需要通過返回線從重整氫氣增壓機返回至重整氫氣增壓機入口，這就造成了一部分能量的浪費。重整再生循環(huán)氣壓縮機(K301A/S)為保證進入再生器的再生循環(huán)氣流量穩(wěn)定，工藝上通過調(diào)節(jié)再生循環(huán)氣返回量來控制再生循環(huán)氣流量，也造成了一部分能量的浪費。

3 連續(xù)重整裝置的節(jié)能優(yōu)化措施

3.1 新增空氣預熱器，降低燃料氣消耗

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

重整反應新增空氣預熱器如圖1所示。

由圖1可以看出，在重整反應加熱爐煙囪的旁邊設(shè)置一個高溫煙氣擾流子+低溫鑄鐵組合式空氣預熱器，通過抽出重整反應加熱爐對流室余熱鍋爐預熱段管線，減少余熱鍋爐產(chǎn)汽從煙氣中取走的熱量，將對流室出口煙氣溫度(H201A/C/D排煙溫度170 ℃，H201B排煙溫度145 ℃)提高至300 ℃左右，同時利用組合式空氣預熱器的換熱將對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，以達到節(jié)省燃料，提高重整反應加熱爐熱效率的目的。

圖1 重整反應新增空氣預熱器

通過對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)省更多重整反應加熱爐燃料。重整反應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)保對煙氣中SO2控制指標的要求和避免排煙溫度降至120 ℃時造成露點腐蝕，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調(diào)整重整反應氫油比和苛刻度，減少燃料氣消耗

根據(jù)不同的重整反應苛刻度選用不同的氫油比，在重整反應進料量和重整產(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3.5 MPa蒸汽消耗。

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

3.3 改進部分壓縮機負荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)，降低電耗

為節(jié)約裝置電耗，通過改造，將重整氫氣增壓機K202A負荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)改造為HOERBIGER無級氣量調(diào)節(jié)系統(tǒng)，將重整再生循環(huán)氣壓縮機K301S負荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)改為余隙調(diào)節(jié)系統(tǒng)，實現(xiàn)了根據(jù)工藝參數(shù)直接調(diào)節(jié)往復式壓縮機的進氣流量，從而取消循環(huán)氣體，進一步降低了裝置用電量及綜合能耗。

3.4 對部分泵進行葉輪切割，降低電耗

為進一步降低裝置電耗，對現(xiàn)機泵進行核算，對裝置運行過程中“大馬拉小車”設(shè)備進行整改，對重整預分餾塔重沸爐泵P104A、重整正異戊烷分離塔C202塔頂回流泵P207S葉輪進行切割，見表5。

表5 部分泵葉輪切割前后數(shù)據(jù)表

3.5 充分利用預分餾塔頂?shù)蜏責?，降低裝置能耗

通過在預分餾塔塔頂新增換熱器，使預分餾塔塔頂餾出物(100 ℃，55 t/h的氣相)與重整裝置常溫再接觸油換熱回收低溫熱能，不僅分擔預分餾塔塔頂部分冷卻負荷，降低輕石腦油中的C6及以上組分；而且可將預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進料溫度同時變相提高芳烴供料溫度，從而達到節(jié)能降耗的目的。新增換熱流程如圖2所示。

1.預分餾塔 2.新增換熱器 3.預分餾塔塔頂空冷 4.預分餾塔塔頂水冷器 5.再接觸罐 6.脫戊烷塔 7.脫戊烷塔進出物料換熱器 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)通過新增換熱器換熱后，再經(jīng)脫戊烷塔進出料換熱器進行換熱，然后進入脫戊烷塔。為避免脫戊烷塔進料溫度過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脫戊烷塔進出料換熱器入口前增加冷料線，保證生產(chǎn)過程能夠?qū)γ撐焱樗M料溫度進行控制。

通過換熱流程優(yōu)化，充分利用預分餾塔塔頂?shù)蜏責崮芴岣呙撐焱樗子凸┓紵N的熱供料溫度，實現(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，完全靠自壓進料，預分餾塔塔頂餾出物的熱油氣通過采用兩端進料和大管徑等低壓降損失設(shè)計措施，降低熱油氣壓差，同時由于進預分餾塔塔頂空氣冷卻器油氣線速大幅下降，預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，因此解決了預分餾塔塔頂壓降的大問題，降低了回流泵的進出口壓差。在大負荷工況下保證了回流泵的流量，有利于提高預分餾塔分離精度。經(jīng)測算，投用后重整進料初餾點提高了2 ℃左右，預分餾塔塔頂輕石腦油中C6+的損失降低了5%(質(zhì)量分數(shù))左右。②大幅降低了預分餾塔塔頂?shù)睦鋮s負荷，塔頂空氣冷卻器停運2臺風機和節(jié)省預分餾塔塔頂冷卻器冷卻水用量約80 t/h。③通過提高再接觸罐底生成油進脫戊烷塔進出料換熱器溫度，使進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

通過對洛陽分公司連續(xù)重整裝置的能耗組成及影響因素進行分析，重整裝置能耗的主要影響因素為燃料氣、3.5 MPa蒸汽和電。針對洛陽分公司連續(xù)重整裝置能耗影響因素，采取重整反應加熱爐新增空氣預熱器、根據(jù)貧富料變化調(diào)整重整反應氫油比和重整反應苛刻度、改進部分往復式壓縮機負荷調(diào)節(jié)系統(tǒng)、對部分泵進行葉輪切割、充分利用預分餾塔頂?shù)蜏責岬葍?yōu)化措施，降低了洛陽分公司連續(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。