張建飛，林嘉獎，羅雄麟，許鋒

（中國石油大學(xué)（北京）自動化系，北京 102249）

引 言

在煉油廠中重質(zhì)油輕質(zhì)化是重要的二次加工過程之一，它一般是通過流化催化裂化裝置完成的，市場上大部分柴油、汽油、液化氣等產(chǎn)品均來自催化裂化過程[1-3]。因此，怎樣有效增加輕質(zhì)油收率，成為很多煉油廠共同關(guān)注的目標(biāo)。

在催化裂化反應(yīng)過程中，縮合反應(yīng)、氧化還原反應(yīng)、裂化反應(yīng)、氫轉(zhuǎn)移反應(yīng)、異構(gòu)化反應(yīng)等都會發(fā)生。催化裂化的主要目的就是將重質(zhì)油中較重的餾分轉(zhuǎn)化為更有價值、較輕的產(chǎn)品[4-6]。當(dāng)大分子經(jīng)過化學(xué)反應(yīng)轉(zhuǎn)化為小分子時，會伴隨焦炭的產(chǎn)生，這些焦炭沉積在催化劑顆粒微孔中[7]，導(dǎo)致催化劑的活性降低直到完全失去活性。為了將催化劑顆粒微孔中的焦炭除去，需要在再生器進(jìn)行燒焦反應(yīng)，使催化劑再次恢復(fù)活性[8-10]。催化裂化裝置的劑油比與輕質(zhì)油收率呈正相關(guān)的關(guān)系。如果再生器的燒焦反應(yīng)產(chǎn)生的熱量過多，會降低劑油比，進(jìn)而減小輕質(zhì)油收率。因為再生器的產(chǎn)熱量過剩，直接影響經(jīng)濟效益，所以誕生了再生器取熱技術(shù)[11]。

催化裂化裝置在運行過程中如何使反應(yīng)器和再生器之間保持熱平衡是很重要的問題[12]。當(dāng)裝置對輕質(zhì)油進(jìn)行加工時，原料殘?zhí)枯^低，通過控制CO助燃劑和主風(fēng)量可獲得理想的輕質(zhì)油收率。當(dāng)裝置對重質(zhì)油進(jìn)行加工時，催化裂化產(chǎn)生的油漿中含有較高比例的稠環(huán)芳烴，回?zé)掃@種油漿會產(chǎn)生大量焦炭[13]，系統(tǒng)產(chǎn)熱量過剩，采用外甩油漿和外取熱的方法，可以提高輕質(zhì)油收率[14]。同時，采用外取熱和外甩油漿調(diào)節(jié)，所針對的目標(biāo)原料將會更加廣泛。外甩油漿的方法避免油漿回?zé)挘梢燥@著降低焦炭產(chǎn)率，減弱再生器中的燒焦劇烈程度[15]。外取熱是通過取熱器將再生器過剩熱量取走，即將高溫催化劑從再生器引出，經(jīng)外取熱器冷卻，降溫以后再返回再生器，最后達(dá)到取走過剩熱量和控制再生器溫度的目的，使裝置能平穩(wěn)操作[16-18]。外取熱器安裝在催化裂化裝置再生器的外部，具有很大的操作靈活性[19]，取熱器可以啟動，并隨時停用[20]，也可以對取熱量進(jìn)行調(diào)節(jié)。當(dāng)外取熱器需要進(jìn)行維護(hù)和保養(yǎng)時，可在整個裝置不停車的狀態(tài)下進(jìn)行[21]。這樣不但使煉油廠的經(jīng)濟效益最大化，也增加了裝置的操作彈性[22]。

催化劑活性較高可以增強反應(yīng)速率[23-24]。增加活性中心的方法是提高劑油比，劑油比升高使催化劑和原料接觸更加充分[25]。再生器中進(jìn)行燒焦反應(yīng)時，焦炭和CO 燃燒產(chǎn)生很多熱量，對輕質(zhì)油收率和劑油比具有直接影響[26-27]。再生器為催化裂化提供源源不斷的熱能，使裝置中的熱量平衡，促進(jìn)原料油的裂化反應(yīng)[28]。經(jīng)濟效益是煉油廠的生命線，提高輕質(zhì)油收率可以使經(jīng)濟效益得到提升[29]。因此，在實際生產(chǎn)中根據(jù)原料油的實際情況，采用有效的操作方法，達(dá)到提高經(jīng)濟效益的目的[30]。

催化裂化原料為減壓餾分油(VGO)時，原料油殘?zhí)恐递^低，采用調(diào)節(jié)CO 助燃劑的添加量和主風(fēng)流量，可實現(xiàn)理想的輕質(zhì)油收率。但是，當(dāng)原料為重質(zhì)油時，燒焦產(chǎn)生較多熱量，劑油比和輕質(zhì)油收率降低。本文針對原料油為重質(zhì)油的催化裂化裝置，采用外取熱和外甩油漿的調(diào)控方法，通過進(jìn)行不同層次的調(diào)控與優(yōu)化，達(dá)到有效提高劑油比和輕質(zhì)油收率的目的。

1 問題描述和減壓餾分油分析

1.1 問題描述

原料油殘?zhí)恐递^高不僅會影響輕質(zhì)油收率的大小，還影響系統(tǒng)的安全運行。由于石油資源的緊缺，煉油廠輕質(zhì)原料重質(zhì)化將是一個發(fā)展趨勢。本文主要研究帶外取熱器的催化裂化裝置，當(dāng)原料油為重質(zhì)油時，僅僅通過調(diào)節(jié)CO 助燃劑的添加量和主風(fēng)流量無法使輕質(zhì)油收率達(dá)到理想的值，因此采用外取熱和外甩油漿的調(diào)節(jié)方法來提高輕質(zhì)油收率。該過程可以簡單用流程圖1表示。

圖1 工作流程圖Fig.1 Flow process

以上分析可以用圖2 進(jìn)行表述，縱軸為劑油比（COR）/輕質(zhì)油收率，橫軸為助燃劑添加量。圖中包含兩部分，分別是Ⅰ和Ⅱ兩個區(qū)域。其中Ⅰ代表原料為減壓餾分油(VGO)時，Ⅱ代表原料為重質(zhì)油時。Ⅰ中曲線1、2、3 表示主風(fēng)流量對劑油比/輕質(zhì)油收率的影響，主風(fēng)流量關(guān)系為：主風(fēng)3＞主風(fēng)2＞主風(fēng)1。主風(fēng)流量由1 增加到3，劑油比/輕質(zhì)油收率逐漸增加。Ⅱ中曲線4、5、6 也是表示主風(fēng)流量對劑油比/輕質(zhì)油收率的影響，大小關(guān)系為：主風(fēng)6＞主風(fēng)5＞主風(fēng)4。主風(fēng)流量由4增加到6，劑油比/輕質(zhì)油收率逐漸增加。Ⅰ和Ⅱ進(jìn)行比較，當(dāng)原料為減壓餾分油時，劑油比/輕質(zhì)油收率可改變的區(qū)域較大。當(dāng)原料為重質(zhì)油時，劑油比/輕質(zhì)油收率可改變的區(qū)域較小。殘?zhí)恐递^低，調(diào)節(jié)CO 助燃劑添加量和主風(fēng)流量，劑油比和輕質(zhì)油收率有較大的變化范圍。當(dāng)殘?zhí)恐递^大時，調(diào)節(jié)CO 助燃劑添加量和主風(fēng)流量，劑油比和輕質(zhì)油收率可改變的區(qū)間較小，無法達(dá)到生產(chǎn)要求。因此，當(dāng)原料為VGO 時，通過調(diào)節(jié)CO 助燃劑和主風(fēng)量，可實現(xiàn)提高劑油比和輕質(zhì)油收率的目的。當(dāng)原料為重質(zhì)油時，再生器會產(chǎn)生較多的熱量，導(dǎo)致劑油比和輕質(zhì)油收率降低。在此情況下，如果繼續(xù)采用調(diào)節(jié)CO 助燃劑和主風(fēng)的方法，則無法使輕質(zhì)油收率達(dá)到理想值。為此，為了滿足生產(chǎn)需要，進(jìn)一步應(yīng)采用外取熱和外甩油漿的方法，提高劑油比和輕質(zhì)油收率。

圖2 主風(fēng)、CO助燃劑操作示意圖Fig.2 Operation schematic diagram of combustion air flow rate and CO combustion promoter

1.2 催化裂化標(biāo)況下的操作條件以及工況特性

催化裂化過程是動態(tài)變化過程。本課題組經(jīng)過研究發(fā)現(xiàn)CO 助燃劑的活性是逐漸失去的[31]?；旌螩O 助燃劑活性在剛開始的十幾個周期內(nèi)急速下降，隨后開始出現(xiàn)周期性。在單個周期內(nèi)混合CO助燃劑的平均活性動態(tài)趨勢和新鮮CO 助燃劑的動態(tài)趨勢相同，只是活性降低比較平緩。催化裂化裝置基本運行條件如表1所示。

表1 FCCU基本運行條件Table 1 Operating conditions of FCCU

1.3 減壓餾分油催化裂化CO 助燃劑和主風(fēng)流量分析

額定工作條件下當(dāng)原料油為減壓餾分油，殘?zhí)恐捣謩e為0.16 和0.32 時，調(diào)節(jié)CO 助燃劑添加量和主風(fēng)流量，劑油比和輕質(zhì)油收率的變化如圖3所示。

減壓餾分油殘?zhí)恐禐?.16和0.32時，CO助燃劑添加量及主風(fēng)流量對劑油比的影響如圖3(a)所示?？梢婋S著CO 助燃劑增加，由于助燃劑對CO 燃燒速率的促進(jìn)，再生器產(chǎn)熱量增加，劑油比減??；但主風(fēng)量增加使再生溫度降低，劑油比升高。圖3(a)中殘?zhí)恐禐?.16 時劑油比變化區(qū)間小于0.15，殘?zhí)恐禐?.32時劑油比變化區(qū)間小于0.1。

CO 助燃劑添加量及主風(fēng)流量對輕質(zhì)油收率的影響如圖3(b)所示。CO 助燃劑增加輕質(zhì)油收率降低，助燃劑增加促進(jìn)燒焦反應(yīng)，系統(tǒng)產(chǎn)熱量增加，輕質(zhì)油收率降低。主風(fēng)量增加使再生溫度降低輕質(zhì)油收率增加。圖3(b)中，殘?zhí)恐禐?.16 時輕質(zhì)油收率變化區(qū)間小于1.5%，殘?zhí)恐禐?.32 時輕質(zhì)油收率變化區(qū)間小于0.9%。實驗結(jié)果表明，隨著殘?zhí)恐瞪?，通過改變CO 助燃劑添加量和主風(fēng)流量去調(diào)節(jié)劑油比和輕質(zhì)油收率，可調(diào)節(jié)的區(qū)間逐漸減小，不利于輕質(zhì)油收率的增加。因此，催化裂化原料為重質(zhì)油時，為了實現(xiàn)較高的輕質(zhì)油收率，應(yīng)采用外取熱和外甩油漿的調(diào)節(jié)方法。

圖3 CO助燃劑、主風(fēng)對減壓餾分油作用的敏感性分析Fig.3 Sensitivity analysis of CO combustion promoter and combustion air flow rate to VGO

2 重油催化裂化模型擴展

2.1 基礎(chǔ)模型擴展

本課題組已對前置燒焦罐式高效再生器催化裂化裝置進(jìn)行了詳細(xì)研究[32]。本文的研究模型是在原裝置基礎(chǔ)上進(jìn)行擴展，并重點對外取熱器做了詳細(xì)研究。具有外取熱器的高效再生催化裂化裝置單元如圖4所示。

圖4 帶外取熱器的催化裂化裝置流程圖Fig.4 Schematic diagram of FCCU with external catalyst cooler

在燒焦罐和密相床之間添加取熱器。高溫再生催化劑從密相床引出，進(jìn)入外取熱器，通過加熱取熱器進(jìn)水，以生成水蒸氣的方式將熱量取走。被冷卻后的再生催化劑返回再生器中，這種取熱方法叫作外取熱。取熱器單元示意圖如圖5所示。

圖5 取熱器單元示意圖Fig.5 Schematic diagram of catalyst cooler

外取熱器的放熱量為

式中，QS是總?cè)崃?，kJ/s；Cps是催化劑的比熱容，J/(kg·℃)；M是通過取熱器的催化劑質(zhì)量流量，kg/s；T是催化劑進(jìn)出取熱器的溫度差，℃；Trg1是催化劑進(jìn)入取熱器時的溫度，℃；Trg2是催化劑出取熱器時的溫度，℃。

外取熱器的吸熱量為

式中，M1是取熱器產(chǎn)生蒸汽的質(zhì)量流量，kg/s；M2是通過取熱器流化風(fēng)的質(zhì)量流量，kg/s；γ是飽和水的汽化潛熱，kJ/kg；Tg是流化風(fēng)進(jìn)入外取熱器時的溫度，℃。由于流化風(fēng)和水蒸氣是處于全返混狀態(tài)，所以流化風(fēng)溫度和Trg2相同[33-34]。

外取熱器的傳熱量為

式中，K是催化劑與取熱管壁的總傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；S是催化劑與取熱管傳熱的面積，m2；ΔT是催化劑溫度與飽和蒸汽的對數(shù)平均溫差，℃。

式中，ΔT1是溫度Trg1和飽和蒸汽溫度差，℃；ΔT2是溫度Trg2和飽和蒸汽溫度差，℃。傳熱系數(shù)K的計算式為

式中，h1、h2分別是取熱管的內(nèi)、外膜傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；A1、A2分別是取熱管的內(nèi)、外表面積，m2；δ是取熱管的管壁厚度，m；λ是取熱管的管壁熱導(dǎo)率，W/(m2·℃)。

2.2 外取熱裝置的衡算

為實現(xiàn)輕質(zhì)油收率的提升，在密相床和燒焦罐之間添加外取熱器。外取熱器通過對再生催化劑降溫，達(dá)到提高劑油比和輕質(zhì)油收率的目的。添加外取熱器，需要進(jìn)行壓力、物料、熱量衡算。

(1)壓力衡算。取熱器在再生器部分，壓力衡算考慮燒焦罐中的壓力和二密相床中的壓力。

(3)熱量衡算。密相床中的再生催化劑經(jīng)過取熱器熱量被取走，冷卻后的再生催化劑返回到燒焦罐中，完成取熱操作。熱量衡算式如式(19)～式(21)

3 重質(zhì)油催化裂化的影響分析

3.1 CO 助燃劑、主風(fēng)對重質(zhì)油原料催化裂化的敏感性分析

原料殘?zhí)恐禐?.4 的重質(zhì)油，通過調(diào)節(jié)CO 助燃劑的添加量和主風(fēng)流量，輕質(zhì)油收率和劑油比的變化如圖6 所示。當(dāng)CO 助燃劑和主風(fēng)對重質(zhì)油發(fā)生作用時，主風(fēng)流量增加，輕質(zhì)油收率和劑油比都增加，CO 助燃劑增加，輕質(zhì)油收率和劑油比都減小。其中輕質(zhì)油收率變化范圍小于0.6%，劑油比變化范圍小于0.04。這是因為原料油殘?zhí)恐递^大，系統(tǒng)產(chǎn)熱量較多，不利于輕質(zhì)油收率和劑油比增加。對比圖3 和圖6 發(fā)現(xiàn)，原料油殘?zhí)恐递^低，調(diào)節(jié)CO 助燃劑的添加量和主風(fēng)流量，輕質(zhì)油收率和劑油比發(fā)生明顯變化。當(dāng)殘?zhí)恐递^大時，則無法使輕質(zhì)油收率和劑油比發(fā)生明顯變化。這樣不僅對經(jīng)濟效益產(chǎn)生影響，也會縮短裝置使用壽命。因此，為了獲取較高的輕質(zhì)油收率和經(jīng)濟價值，應(yīng)當(dāng)采取外取熱和外甩油漿的操作方法。

圖6 CO助燃劑、主風(fēng)對重質(zhì)油操作的敏感性分析Fig.6 Sensitivity analysis of CO combustion promoter and combustion air flow rate to heavy oil operation

3.2 外取熱、外甩油漿對重質(zhì)油催化裂化的敏感性分析

重質(zhì)油殘?zhí)恐禐?.4 時，在外取熱和外甩油漿的作用下，進(jìn)行劑油比和輕質(zhì)油收率的敏感性分析如圖7 所示。當(dāng)取熱量增加，輕質(zhì)油收率和劑油比增加；當(dāng)油漿外甩量增加，輕質(zhì)油收率和劑油比均減小。當(dāng)油漿外甩量較小時，外取熱作用較大。當(dāng)外甩油漿較多時，外取熱的作用逐漸變小。產(chǎn)品分布如表2 所示。外甩油漿0 對應(yīng)的是外甩油漿量0，外甩油漿7.25 t/h對應(yīng)的是外甩油漿量100%。由于溫度過高會影響設(shè)備運行（燒焦罐底部溫度的上限約束為690℃，密相床溫度的上限約束為717.5℃），所以第1、2、6、7、11、12、16 和17 組的實驗數(shù)據(jù)不可取。當(dāng)燒焦溫度較高時，焦炭產(chǎn)率較低，溫度較低時焦炭產(chǎn)率增加。因此在焦炭產(chǎn)率約束條件下（焦炭的上限約束為10.4%），第16、17 和18 組數(shù)據(jù)具有不可行性。取熱會影響燒焦罐底部的溫度，因此取熱量具有上限約束。在實驗研究中取熱的上限約束為30%熱量。通過對剩下有效數(shù)組進(jìn)行比較，使柴油產(chǎn)率與汽油產(chǎn)率相加，發(fā)現(xiàn)第13組的輕質(zhì)油收率最高，即第13組的產(chǎn)品分布比較好。因此，在第4節(jié)進(jìn)行優(yōu)化時，以表2 中第13 組的實驗數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)進(jìn)行分層次的調(diào)控與優(yōu)化。

圖7 取熱器、外甩油漿量對重質(zhì)油操作的敏感性分析Fig.7 Sensitivity analysis of external cooler and slurry drawoff to heavy oil operation

表2 重質(zhì)油催化裂化的產(chǎn)品分布Table 2 Product distribution of heavy oil catalytic cracking

3.3 基于外取熱和外甩油漿的有效操作區(qū)域

為了給出關(guān)于取熱器和外甩油漿相關(guān)的操作區(qū)域，選取輕質(zhì)油收率作為經(jīng)濟效益評價指標(biāo)，溫度和焦炭產(chǎn)率作為安全性能評價指標(biāo)，所得的潛在有效操作區(qū)域如圖8中斜線區(qū)域所示。該區(qū)域位于操作區(qū)域圖的左上方。在該區(qū)域中殘?zhí)恐翟降?，有效操作區(qū)間越大，且輕質(zhì)油收率越高。當(dāng)油漿外甩量增加，取熱量越多，系統(tǒng)溫度越低，不利于輕質(zhì)油收率提高。若取熱量較少，由于重質(zhì)油本身的特性，系統(tǒng)產(chǎn)熱量會很高，影響裝置的安全運行。因此在有效操作區(qū)域圖的基礎(chǔ)上需要將約束變量和控制變量進(jìn)一步優(yōu)化才能實現(xiàn)更好的經(jīng)濟效益。

圖8 基于外取熱和外甩油漿的綜合操作區(qū)域圖Fig.8 Comprehensive operation area map based on external cooler and slurry drawoff

4 不同層次的調(diào)控優(yōu)化和對比分析

調(diào)控優(yōu)化在殘?zhí)恐禐?.4 的前提下進(jìn)行。采用控制向量參數(shù)化方法，對控制變量離散化，然后進(jìn)行不同層次的調(diào)控優(yōu)化，將動態(tài)優(yōu)化問題轉(zhuǎn)化為帶有微分代數(shù)方程約束的非線性規(guī)劃問題。參數(shù)化方法中最常見的就是分段常量策略，即在每個分段內(nèi)將控制變量近似為常數(shù)。催化裂化中存在多個批次操作，因此可以進(jìn)行不同層次的優(yōu)化。CO助燃劑的優(yōu)化周期采用8 h，主風(fēng)流量的優(yōu)化周期采用2 h。

4.1 優(yōu)化CO 助燃劑添加量、主風(fēng)流量和外取熱量的結(jié)果分析

優(yōu)化是在系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)下，在可行域內(nèi)進(jìn)行合理的操作。當(dāng)原料為重質(zhì)油時，外甩油漿量為0，優(yōu)化CO 助燃劑添加量、主風(fēng)流量和外取熱量。首先使用控制向量參數(shù)化方法，將連續(xù)控制變量離散化，優(yōu)化周期為8 h。優(yōu)化后的實驗結(jié)果如圖9所示。

在圖9 中，實線是該節(jié)中的基準(zhǔn)結(jié)果。通過優(yōu)化CO 助燃劑、主風(fēng)和外取熱量可以發(fā)現(xiàn)在圖9(a)中優(yōu)化以后CO 助燃劑的添加量增加，這是因為在外取熱器的作用下，再生催化劑的溫度降低，系統(tǒng)的劑油比提高，反應(yīng)深度增加。在圖9(b)中，優(yōu)化后主風(fēng)流量減小。因原料為重質(zhì)油，系統(tǒng)工作時主風(fēng)促進(jìn)待生催化劑的燃燒，還起到冷卻劑的效果，所以主風(fēng)是過量的狀態(tài)。當(dāng)外取熱時，取熱器分擔(dān)了主風(fēng)的部分作用。由圖9(c)可以看出，取熱量是逐漸減小的趨勢。因為取熱量受CO 助燃劑活性的影響。助燃劑活性越高系統(tǒng)產(chǎn)熱量越多，隨著活性的降低，取熱量逐漸減少。由于CO 助燃劑和劑油比升高的影響，優(yōu)化后的取熱量與優(yōu)化前的取熱量相比適當(dāng)增加是合理的。由圖9(d)發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化后劑油比增加，這是因為在外取熱的情況下，由于溫度控制器的調(diào)節(jié)，再生催化劑的循環(huán)量增加，劑油比升高。通過圖9(e)發(fā)現(xiàn)輕質(zhì)油收率最優(yōu)解和CO 助燃劑活性具有相同變化趨勢。隨著助燃劑活性的降低，輕質(zhì)油收率也逐漸降低。因反應(yīng)深度增加，輕質(zhì)油收率增加。優(yōu)化前后部分?jǐn)?shù)據(jù)對比如表3(a)所示?；鶞?zhǔn)結(jié)果與優(yōu)化后的結(jié)果進(jìn)行比較，得出單個周期內(nèi)的經(jīng)濟差異如表3(b)所示。

表3 CO助燃劑、主風(fēng)和外取熱優(yōu)化前后參數(shù)對比和經(jīng)濟效益變化Table 3 Comparison of parameters before and after optimization of CO combustion aid，main air and extraction heat and changes in economic benefits

圖9 優(yōu)化CO助燃劑、主風(fēng)和外取熱對重質(zhì)油催化裂化的敏感性分析Fig.9 Sensitivity analysis of optimized CO combustion promoter,main air and extraction heat to FCC of heavy oil

4.2 優(yōu)化CO 助燃劑添加量、主風(fēng)流量和外甩油漿量的結(jié)果分析

原料油為重質(zhì)油時，外取熱量為0，優(yōu)化CO 助燃劑添加量、主風(fēng)流量和外甩油漿量。優(yōu)化后的實驗結(jié)果如圖10 所示。通過優(yōu)化CO 助燃劑、主風(fēng)和外甩油漿量可以發(fā)現(xiàn)，在圖10(a)中優(yōu)化后CO 助燃劑的添加量減少，因油漿外甩，待生催化劑上的沉積焦炭減少，燒焦罐中的燒焦劇烈程度減弱，所需CO 助燃劑減少。圖10(b)中，優(yōu)化后主風(fēng)量減少較多，因為油漿外甩，催化劑上的沉積焦炭減少，燒焦需要的空氣量減少。由圖10(c)可以看出，外甩油漿逐漸減小。由于起始階段，系統(tǒng)產(chǎn)熱量較多，外甩油漿量較多。隨著油漿外甩，通過反饋調(diào)節(jié)，使外甩油漿量逐漸趨于穩(wěn)定。從圖10(d)可以看出，外甩油漿調(diào)節(jié)下，燒焦作用減弱，系統(tǒng)產(chǎn)熱量降低，再生催化劑的循環(huán)量增加。由圖10(e)發(fā)現(xiàn)輕質(zhì)油收率的最優(yōu)解和外甩油漿量具有相同的變化趨勢。原料油的殘?zhí)恐到档?，燒焦程度減弱，劑油比增加。優(yōu)化前后部分?jǐn)?shù)據(jù)對比如表4(a)所示。基準(zhǔn)結(jié)果與優(yōu)化后的結(jié)果進(jìn)行比較，得出單個周期內(nèi)的經(jīng)濟差異如表4(b)所示。

表4 CO助燃劑、主風(fēng)和外甩油漿優(yōu)化前后參數(shù)對比和經(jīng)濟效益變化Table 4 Comparison of parameters before and after optimization of CO combustion aid，main air and slurry drawoff and changes in economic benefits

圖10 優(yōu)化CO助燃劑、主風(fēng)和外甩油漿對重質(zhì)油催化裂化的敏感性分析Fig.10 Sensitivity analysis of optimized CO combustion promoter,main air and slurry drawoff to FCC of heavy oil

4.3 優(yōu)化CO 助燃劑添加量、主風(fēng)流量、外取熱量和外甩油漿的結(jié)果分析

當(dāng)原料油為重質(zhì)油時，優(yōu)化CO 助燃劑添加量、主風(fēng)流量、外取熱量和外甩油漿。優(yōu)化后的實驗結(jié)果如圖11 所示。可以看出，圖11(a)中CO 助燃劑的添加量比圖10(a)中的添加量增加，由于外取熱的影響，燒焦罐中的溫度降低，CO助燃劑添加量增加，促進(jìn)裝置熱量平衡。圖11(b)中，主風(fēng)量明顯減小，這是因為外取熱和外甩油漿變化幅度減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性增加。通過圖11(c)發(fā)現(xiàn)，外取熱穩(wěn)定性較好，因外甩油漿的穩(wěn)定性增加，系統(tǒng)熱量變化幅度減小。由圖11(d)看出外甩油漿逐漸趨于穩(wěn)定，因為外取熱的作用，可以對熱量進(jìn)行調(diào)節(jié)，促進(jìn)外甩油漿量的變化幅度減小。在圖11(e)中，由于優(yōu)化變量增加，系統(tǒng)穩(wěn)定性增加，再生催化劑的循環(huán)量變化幅度減小。通過圖11(f)發(fā)現(xiàn)，輕質(zhì)油收率變化幅度減小，這是因為在CO 助燃劑、主風(fēng)、外取熱和外甩油漿的調(diào)節(jié)下，轉(zhuǎn)化率穩(wěn)定性增加。優(yōu)化前后部分?jǐn)?shù)據(jù)對比如表5(a)所示?；鶞?zhǔn)結(jié)果與優(yōu)化后的結(jié)果進(jìn)行比較，得出單個周期內(nèi)的經(jīng)濟差異如表5(b)所示。

表5 CO助燃劑、主風(fēng)、外取熱和外甩油漿優(yōu)化前后參數(shù)對比和經(jīng)濟效益變化Table 5 Comparison of parameters before and after optimization of CO combustion promoter，main air，extraction heat and slurry drawoff and changes in economic benefits

圖11 優(yōu)化CO助燃劑、主風(fēng)、外取熱和外甩油漿對重質(zhì)油催化裂化的敏感性分析Fig.11 Sensitivity analysis of optimized CO combustion promoter,main air,extraction heat and slurry drawoff to FCC of heavy oil

4.4 多層次優(yōu)化的討論分析

以上三種優(yōu)化方式的對比結(jié)果見表6。優(yōu)化CO助燃劑、主風(fēng)和外取熱，發(fā)現(xiàn)CO助燃劑添加量增加，主風(fēng)量減少，由于助燃劑的活性逐漸降低，取熱量和輕質(zhì)油收率逐漸減小。優(yōu)化CO 助燃劑、主風(fēng)和外甩油漿，起始階段助燃劑活性較高，燒焦程度劇烈。由于溫度控制的作用，外甩油漿和主風(fēng)量逐漸減少。優(yōu)化CO 助燃劑、主風(fēng)、外取熱和外甩油漿,CO助燃劑和主風(fēng)量減少，穩(wěn)定性增加。這是因為外甩油漿使催化劑上的沉積焦炭減少。主風(fēng)還起到冷卻劑的效果，燒焦減弱，主風(fēng)流量減少，取熱量也減少。由于外取熱和外甩油漿在優(yōu)化過程中起到相互促進(jìn)的作用，所以輕質(zhì)油收率增加。

表6 不同操作經(jīng)濟效益對比Table 6 Comparison of economic benefits of different operations

4.5 重質(zhì)油殘?zhí)坎煌瑫r動態(tài)優(yōu)化對比分析

催化裂化原料為重質(zhì)油，殘?zhí)恐挡煌瑫r的敏感性分析如圖12所示。在該對比實驗中選取重質(zhì)油殘?zhí)恐禐?.4和3.3進(jìn)行動態(tài)優(yōu)化分析。由圖12(a)可以看出，原料殘?zhí)恐瞪撸璧腃O 助燃劑的添加量增加，這是因為待生催化劑的含碳量升高，需要更多助燃劑。在圖12(b)中，原料殘?zhí)恐翟黾樱瑹构拗械臒垢觿×?，主風(fēng)量增加提供更多的氧氣。通過圖12(c)發(fā)現(xiàn)，進(jìn)料殘?zhí)恐瞪?，起始階段取熱量增加明顯，隨著油漿外甩，使取熱量逐漸減小趨于穩(wěn)定。由圖12(d)發(fā)現(xiàn)，原料油殘?zhí)恐翟礁撸瑹巩a(chǎn)熱量過多，在溫度調(diào)節(jié)作用下，外甩油漿增加。從圖12(e)、(f)發(fā)現(xiàn)，原料油殘?zhí)恐翟黾?，劑油比和輕質(zhì)油收率都減小。這是因為殘?zhí)恐瞪?，燒焦強度增加，待生催化劑溫度升高，催化劑的循環(huán)量減小，導(dǎo)致劑油比和輕質(zhì)油收率都減小。通過優(yōu)化對比發(fā)現(xiàn)，重質(zhì)原料油殘?zhí)恐瞪?，不僅不利于提高輕質(zhì)油收率，反而會消耗更多的CO助燃劑和其他能耗，所以催化裂化的進(jìn)料應(yīng)選擇殘?zhí)恐递^低的原料油。

圖12 優(yōu)化CO助燃劑、主風(fēng)、外取熱和外甩油漿對重質(zhì)油殘?zhí)坎煌瑫r的敏感性分析Fig.12 Sensitivity analysis of optimized CO combustion promoter,main air,extraction heat and slurry drawoff to different carbon residue of heavy oil

5 結(jié) 論

催化裂化裝置原料為重質(zhì)油時，調(diào)節(jié)CO 助燃劑添加量和主風(fēng)量已經(jīng)無法滿足生產(chǎn)要求。為了提高輕質(zhì)油收率，采取外取熱和外甩油漿的操作方法。這項研究中，在原有催化裂化裝置的基礎(chǔ)上，添加外取熱器。取熱器將高溫再生催化劑過多的熱量取走，達(dá)到為再生催化劑降溫的目的，從而提高輕質(zhì)油收率。外甩油漿可以降低生焦量，使系統(tǒng)產(chǎn)熱量降低，提高原料油轉(zhuǎn)化率。通過優(yōu)化結(jié)果發(fā)現(xiàn)，CO 助燃劑、主風(fēng)、外取熱和外甩油漿同時優(yōu)化，外取熱和外甩油漿起到相互促進(jìn)的作用，可以提高輕質(zhì)油收率。綜上所述：催化裂化裝置在操作可行域內(nèi)，通過采用有效的優(yōu)化調(diào)節(jié)手段，可以在一定程度上提高輕質(zhì)油收率，提高經(jīng)濟效益。

本文主要從動態(tài)過程建模和動態(tài)軌跡優(yōu)化兩方面進(jìn)行了詳細(xì)的研究和討論。在以后的工作中，對經(jīng)濟效益進(jìn)行計算時，可以針對化工系統(tǒng)中存在的多率現(xiàn)象，采用不同的調(diào)控手段，這有利于進(jìn)一步分析多周期變化對效益的影響。此外，還可通過改進(jìn)目標(biāo)函數(shù)，將其他用電設(shè)備的能耗納入考慮范圍，從而使優(yōu)化更加合理。

符 號 說 明

Arg2——二再等效散熱面積，m2

C，Cp——分別為水蒸氣流化風(fēng)全返混比熱容、熱傳遞后的比熱容，J/（kg·°C）

Crg1，Crg2，CSC——分別為待生催化劑焦炭含量、再生催化劑焦炭含量、待生催化劑炭氫含量，kg/kg

dp——催化劑平均粒徑，m

DT——燒焦罐直徑，m

EC，EH——分別為燒碳活化能、燒氫活化能，kJ/mol

Fdrawoff——外甩油漿量，kg/kg

Ffresh，F(xiàn)hco，F(xiàn)slurry——分別為新鮮原料流量、回?zé)捰土髁?、回?zé)捰蜐{，t/h

g——重力加速度，m/s2

gra——壓力計算系數(shù)

GCrg1，GCrg2，GCrg21，

GCrg3，GCst——分別為催化劑從燒焦罐到密相床的速率、再生催化劑循環(huán)速率、催化劑從密相床到燒焦罐的速率、催化劑從密相床到取熱器的速率、出汽提段的待生催化劑速率，kg/s

ΔHC，ΔHC1，ΔHH——分別為燒碳熱效應(yīng)、扣除焦炭脫附熱后燃燒熱效應(yīng)、燒氫熱效應(yīng)，kJ/kg

Hrg1——待生催化劑氫含量，kg/kg

kC0，kH0——分別為燒碳、燒氫反應(yīng)速率常數(shù)指前因子，1/（Pa·s）

kw——燒焦罐外壁散熱系數(shù)，kJ/（m2·K·s）

Mpro——助燃劑添加量，kg

m——整數(shù)常量

ΔP2——壓力，Pa

n——傳熱管在非軸線位置的校正系數(shù)

N——常量系數(shù)

Nu——Nusselt數(shù)

Org1，Org2——分別為燒焦罐、密相床截面積，m2

Pes，Peh——分別為傳質(zhì)、傳熱Peclet數(shù)

Prg1，Prg2，

Praf，ΔP1，ΔP2——分別為一再壓力、二再壓力、沉降器頂壓力、待生斜管壓力、再生斜管壓力，Pa

R——傳熱系數(shù)，W/（m2·°C）

Rg——氣體單位截面積流率，mol/（m2·s）

Rgas——氣體常數(shù)，J/（mol·K）

Rr，Rt——分別為流化床半徑、取熱器半徑，m

Rtotal——燒焦罐催化劑流率，kg/（m2·s）

Trg1m，Trg3，

Triser，Tst——分別為燒焦罐出口催化劑溫度、取熱器溫度、反應(yīng)溫度、汽提段出口催化劑溫度，°C

ΔTw，ΔTwrg2——分別為燒焦罐、密相床散熱溫差，K

uf——線速度，m/s

Vair，rg1，Vair，rg2——分別為助燃空氣流量、密相床空氣流量，m3/h

Vrg1，Vrg2——分別為燒焦罐、二密相床氣體摩爾流量，mol/s

W，Wrg1，Wrg2——分別為藏量、燒焦罐催化劑藏量、密相床催化劑藏量，t

xpro——助燃劑濃度，%

y，yd，yn——分別為輕質(zhì)油、柴油、汽油收率，kg/kg

yO2，rg1——燒焦罐中氧含量，mol/mol

ZT——燒焦罐高度，m

β——原料油中焦炭轉(zhuǎn)化為附加炭的部分，kg/kg

ε，εmf——分別為取熱器進(jìn)、出口床層空隙率，%

η——焦炭的氫碳比

η0——取熱比例，%

λg——氣體熱導(dǎo)率，W/（m·K）

ρg——氣體分子密度，mol/m3

ρs，ρp——分別為取熱前、后催化劑顆粒密度，kg/m3