馬致遠(yuǎn)，馬西功，柏洪浩，于 群，張國(guó)相，于 漪

（1. 中海石油中捷石化有限公司，河北 滄州 061101；2. 中海油石化工程有限公司，山東 青島266100；3. 中海石油煉化有限責(zé)任公司，北京 100029）

柴油加氫精制裝置常見(jiàn)于煉化企業(yè)，其主要目的是對(duì)常減壓直餾柴油進(jìn)行加氫脫硫、脫氮，使其達(dá)到調(diào)和國(guó)VI柴油的要求。柴油加氫裝置的反應(yīng)壓力決定了反應(yīng)的深度，是加氫過(guò)程的重要控制參數(shù)。影響反應(yīng)壓力的因素包括：系統(tǒng)總阻力、新氫組成、高分氣排放量、高壓分離器操作溫度、新氫流量和循環(huán)氫流量等[1]。壓力波動(dòng)較大時(shí)，反應(yīng)器進(jìn)出口法蘭可能泄漏，高溫油氣遇空氣會(huì)立即自燃[2]，因此穩(wěn)定的反應(yīng)壓力對(duì)加氫過(guò)程至關(guān)重要。

某80 × 104t/a柴油加氫精制裝置，在大檢修期間對(duì)其加熱爐爐管進(jìn)行改造后，裝置正常開(kāi)車提量至90 t/h（設(shè)計(jì)負(fù)荷90%）時(shí)，整個(gè)反應(yīng)系統(tǒng)壓力出現(xiàn)正弦曲線式波動(dòng)，頻繁的壓力波動(dòng)造成裝置無(wú)法提量，嚴(yán)重制約了裝置的正常生產(chǎn)，影響企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益。同時(shí)，頻繁的壓力波動(dòng)容易使設(shè)備管件產(chǎn)生疲勞發(fā)生泄漏，大大增加了裝置的安全風(fēng)險(xiǎn)。查閱有關(guān)文獻(xiàn)，獨(dú)山子石化60 × 104t/a加氫裂化裝置出現(xiàn)過(guò)類似問(wèn)題，經(jīng)過(guò)系列排查，未找到真正原因[3]；而格爾木煉廠反應(yīng)系統(tǒng)壓力波動(dòng)是由于新氫波動(dòng)引起[4]。借鑒相關(guān)調(diào)試方法，未解決本裝置反應(yīng)系統(tǒng)壓力波動(dòng)問(wèn)題，公司大量國(guó)標(biāo)柴油無(wú)法生產(chǎn)。

本文首先對(duì)原料水含量、氫油比和加熱爐Baker流型模擬進(jìn)行分析，又結(jié)合工業(yè)聽(tīng)診器、爐管出口集合管熱成像以及流體力學(xué)模擬綜合判斷，以期找出造成反應(yīng)系統(tǒng)壓力波動(dòng)的原因，并提出解決該問(wèn)題的方法。

1 柴油加氫精制裝置介紹

某公司80 × 104t/a柴油加氫精制裝置于2016年6 月投產(chǎn)，實(shí)際設(shè)計(jì)處理量為90 × 104t/a，生產(chǎn)國(guó)VI標(biāo)準(zhǔn)柴油。裝置反應(yīng)部分采用爐前混氫、固定床反應(yīng)器和冷高分流程，爐型為兩段箱式爐，工藝流程見(jiàn)圖1。

圖1 裝置工藝流程Fig. 1 Unit process flow

裝置設(shè)計(jì)進(jìn)料組成為17%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）催化柴油與83%直餾柴油，采用RS-1100 型號(hào)催化劑，設(shè)計(jì)壓力9.0 MPa，反應(yīng)溫度320~370 °C（初期末期，一床入口）。實(shí)際因上游裝置直餾柴油充足，未再繼續(xù)摻入催化柴油。重整氫氣純度設(shè)計(jì)為93.87%（含氫量，體積分?jǐn)?shù)），實(shí)際運(yùn)行時(shí)為96.02%，氫油比設(shè)計(jì)為300:1（體積比），實(shí)際運(yùn)行為400:1，其他參數(shù)基本按設(shè)計(jì)值操作。實(shí)際加工原料較設(shè)計(jì)值偏輕，氫油比較高，原料油性質(zhì)對(duì)比見(jiàn)表1。

表1 設(shè)計(jì)進(jìn)料與實(shí)際進(jìn)料Table 1 Design feed and actual feed

2 裝置加熱爐現(xiàn)有工況及壓力波動(dòng)原因分析

2.1 裝置加熱爐現(xiàn)有工況

柴油加氫裝置自開(kāi)車以來(lái)，反應(yīng)加熱爐爐膛溫度超標(biāo)，常超過(guò)800 °C。為解決爐膛超溫問(wèn)題，設(shè)計(jì)院設(shè)計(jì)在兩路爐管出口各增加一回路，見(jiàn)圖2。

圖2 加熱爐爐管布置Fig. 2 Tube layout of heating furnace

新增爐管后，加大了爐管的傳熱面積，爐膛超溫問(wèn)題得到了解決。裝置嘗試進(jìn)一步提量操作，但在提量至90 t/h以上時(shí)，加熱爐出口管線出現(xiàn)明顯震動(dòng)和噪音，進(jìn)料泵P102 出口流量、循環(huán)氫壓縮機(jī)出入口流量波動(dòng)（循環(huán)氫流量波動(dòng)幅度達(dá)到5000 m3/h），加熱爐壓力出現(xiàn)周期性波動(dòng)（圖3），其中入口壓力波動(dòng)幅度達(dá)0.4 MPa，嚴(yán)重影響了裝置的安全生產(chǎn)。

圖3 加熱爐出入口壓力波動(dòng)Fig. 3 Pressure fluctuation at inlet and outlet of heating furnace

2.2 壓力波動(dòng)原因分析

2.2.1 原料含水量及氫油比

含水量是首要排查因素，原料含水的主要危害是引起加熱爐操作波動(dòng)，原料中水汽化后將引起裝置壓力變化，惡化各控制回路的運(yùn)行[1]。本裝置強(qiáng)化了原料罐進(jìn)行切水操作的管理，并對(duì)原料油中含水情況加大了分析頻次。經(jīng)檢測(cè)油中含水量為97.3 μg/g，指標(biāo)在正常范圍內(nèi)，故可排除原料含水以及原料油和氫氣性質(zhì)對(duì)系統(tǒng)壓力的影響。

以合格柴油質(zhì)量要求為控制指標(biāo)，將裝置氫油比最低調(diào)整至260:1，壓力波動(dòng)有一定的緩解，波動(dòng)臨界進(jìn)料量由90 t/h上升至95 t/h，但問(wèn)題仍未解決。

2.2.2 設(shè)備及儀表

新氫對(duì)系統(tǒng)操作壓力、反應(yīng)溫度、循環(huán)氫純度、氫油比以及相關(guān)設(shè)備有較大影響，決定著工藝系統(tǒng)中的氫分壓[3]。對(duì)新氫機(jī)氣閥及返回線調(diào)節(jié)閥進(jìn)行檢查，氣閥未有雜音，排氣溫度在正常范圍內(nèi)，可排除新氫機(jī)本身存在問(wèn)題。將新氫返回線調(diào)節(jié)閥改為手動(dòng)操作，系統(tǒng)壓力波動(dòng)現(xiàn)象未有好轉(zhuǎn)，且現(xiàn)場(chǎng)調(diào)節(jié)閥開(kāi)關(guān)工作正常，可排除返回線調(diào)節(jié)閥對(duì)系統(tǒng)壓力的影響。按照文獻(xiàn)[5]報(bào)道，高壓分離器壓力采用分程，自動(dòng)選擇控制方案以穩(wěn)定反應(yīng)系統(tǒng)壓力，自動(dòng)補(bǔ)充氫氣后也未見(jiàn)明顯效果。

對(duì)反應(yīng)進(jìn)料泵P102A進(jìn)行檢查，P102A出口壓力穩(wěn)定，出口調(diào)節(jié)閥工作正常且設(shè)有副線。對(duì)高壓系統(tǒng)流量孔板、單向閥都進(jìn)行了檢查，并未發(fā)現(xiàn)異常。特別對(duì)控制閥門(mén)進(jìn)行了全面檢查，控制閥和儀表完好，進(jìn)行了室內(nèi)外比對(duì)，定位器無(wú)故障。為了排除進(jìn)料泵的影響，對(duì)進(jìn)料泵進(jìn)行切換操作，系統(tǒng)壓力波動(dòng)未有改變，可排除進(jìn)料泵對(duì)系統(tǒng)壓力的影響。對(duì)加氫進(jìn)料泵最小流量線調(diào)節(jié)閥及副線檢查，副線閥未開(kāi)，進(jìn)料調(diào)節(jié)閥處無(wú)副線設(shè)計(jì)。

對(duì)循環(huán)氫壓縮機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行檢查，設(shè)備工作正常未有喘振工況的發(fā)生，汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速無(wú)波動(dòng)。對(duì)循環(huán)氫壓縮機(jī)出口防喘振線和冷氫線調(diào)節(jié)閥等高壓系統(tǒng)調(diào)節(jié)閥進(jìn)行檢查，調(diào)節(jié)閥工作正常，故可排除循環(huán)氫壓縮機(jī)系統(tǒng)對(duì)反應(yīng)系統(tǒng)壓力的影響。

若高壓換熱器發(fā)生管殼介質(zhì)互串，可造成系統(tǒng)壓力呈現(xiàn)周期性波動(dòng)，也會(huì)引起產(chǎn)品質(zhì)量波動(dòng)。對(duì)產(chǎn)品進(jìn)行分析，未發(fā)現(xiàn)質(zhì)量受到影響，并且管殼互串不會(huì)因?yàn)榻盗客Ｖ?，故可排除高換內(nèi)漏對(duì)系統(tǒng)壓力的影響。對(duì)高壓系統(tǒng)調(diào)節(jié)閥檢查，閥桿均無(wú)跳動(dòng)情況，高壓調(diào)節(jié)閥改為手動(dòng)操作，對(duì)壓力波動(dòng)情況無(wú)明顯影響。

2.2.3 操作調(diào)整

在滿負(fù)荷下循環(huán)氫及系統(tǒng)壓力波動(dòng)的原因可能與原料油和氫氣兩相混合不均有關(guān)。原料油和循環(huán)量進(jìn)料量一定下，若原料油管線直徑設(shè)計(jì)過(guò)大、流速過(guò)小，將影響混氫點(diǎn)處氫氣與原料油的混合。武漢石化分別嘗試了開(kāi)大氫油混合換熱器E3101 原料油副線及開(kāi)大循環(huán)氫壓縮機(jī)K3102 返回線兩種方式，來(lái)降低混氫點(diǎn)處氣相負(fù)荷，以實(shí)現(xiàn)混氫點(diǎn)處氫氣與原料氣液兩相充分混合[6]。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，兩種措施均能達(dá)到裝置滿負(fù)荷生產(chǎn)，開(kāi)大E3101 原料油副線時(shí)，裝置關(guān)鍵設(shè)備運(yùn)行的苛刻度較高；而通過(guò)開(kāi)大K3102 返回線來(lái)達(dá)到裝置滿負(fù)荷生產(chǎn)時(shí)，關(guān)鍵設(shè)備運(yùn)行的苛刻度較低。借鑒武漢石化操作經(jīng)驗(yàn)，對(duì)高換副線進(jìn)行開(kāi)啟調(diào)整，當(dāng)循環(huán)氫壓縮機(jī)返回線未開(kāi)啟時(shí)，對(duì)緩解壓力波動(dòng)有一定效果，但此時(shí)預(yù)熱效果變差，加熱爐負(fù)荷明顯增大。當(dāng)高換副線開(kāi)到17%開(kāi)度時(shí)，逐步開(kāi)大循環(huán)氫壓縮機(jī)返回線，然后繼續(xù)開(kāi)大高換副線閥，提高裝置處理量，此時(shí)壓力開(kāi)始波動(dòng)，現(xiàn)場(chǎng)管道出現(xiàn)振動(dòng)情況。出于安全考慮未再進(jìn)一步開(kāi)大閥門(mén)進(jìn)行試驗(yàn)。

2.2.4 加熱爐流型分析與核算

根據(jù)實(shí)際情況，物料性質(zhì)、操作條件、輸入條件及核算結(jié)果見(jiàn)表2，其中助燃空氣溫度185 °C，過(guò)?？諝庀禂?shù)15%，標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101.3 kPa。由表2 可知，管內(nèi)氣化率偏高，流速偏快，壓降已超過(guò)工藝允許壓降的3%。

表2 加熱爐核算條件Table 2 Heating furnace accounting conditions

用以判斷水平管內(nèi)氣液兩相流的流型圖中，Baker流型圖在石油工業(yè)中使用較廣泛。通過(guò)Baker流型圖（圖4）可以看出加熱爐水平管兩相流為霧狀流（圖4 中A點(diǎn)為計(jì)算位置）。根據(jù)《管式加熱爐》[7]，爐管內(nèi)的氣、液兩相流型最好為霧狀流，可見(jiàn)加熱爐流型狀態(tài)正常。在該工況下，爐溫、爐管管壁溫度和熱強(qiáng)度等仍在合理范圍。

圖4 加熱爐管內(nèi)流型Fig. 4 Flow pattern in heating furnace tube

委托加熱爐設(shè)計(jì)商對(duì)氣化率等進(jìn)行了核算，結(jié)果見(jiàn)表3。由表3 可知，介質(zhì)出口氣化率為40.07%/41.15%（正常工況/最大工況，下同），雖高于操作條件，但符合要求。介質(zhì)出口線速度15.7/15.8 m/s也在正常范圍內(nèi)。因此，從氣化率和流速角度分析，爐內(nèi)爐管不會(huì)出現(xiàn)明顯震動(dòng)。

表3 加熱爐核算結(jié)果Table 3 Heating furnace accounting results

2.2.5 工業(yè)聽(tīng)診器分析

排除氫油比等因素后，采用工業(yè)聽(tīng)診器對(duì)爐出口管道進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)管道內(nèi)有液體間斷性噴射而出的聲音，周期為15 s。適當(dāng)加大氫油比300:1~400:1，發(fā)現(xiàn)隨著循環(huán)氫流量增大，壓力波動(dòng)更加明顯。初步判斷當(dāng)氣化率增大時(shí)，加熱爐內(nèi)存有液袋，當(dāng)氣相流速增大時(shí)液相被帶出，從而產(chǎn)生周期性振動(dòng)。

2.2.6 熱成像分析

使用工業(yè)聽(tīng)診器定性判斷后，為進(jìn)一步印證判斷結(jié)果，用熱成像儀對(duì)爐出口進(jìn)行檢測(cè)。熱成像儀成像的位置選在出口三通處，見(jiàn)圖5。熱成像結(jié)果見(jiàn)圖6。在爐出口兩支路合并的三通處觀察，可以看出兩路爐管在三通混合處出現(xiàn)溫度不均勻的情況。分析認(rèn)為由于液袋的存在，一定程度阻止了液相的順利流出；當(dāng)氣化率增大時(shí)氣相流速過(guò)快，液相帶出不順利，從而在路管內(nèi)積聚；積累到一定程度，氣液相再同時(shí)噴射而出，其噴射周期與DCS顯示周期相同。熱成像儀的觀測(cè)結(jié)果驗(yàn)證了兩路入口氣液在帶出時(shí)因混合不均勻出現(xiàn)溫度不同的現(xiàn)象。

圖5 熱成像拍攝位置Fig. 5 Shooting position of thermal imaging

圖6 局部熱成像Fig. 6 Local thermal imaging

2.2.7 流體力學(xué)模擬

在上述表觀排查基礎(chǔ)上，采用流體力學(xué)模擬軟件進(jìn)行了模擬。按照加熱爐出口實(shí)際參數(shù)建立了模型，運(yùn)算結(jié)果見(jiàn)圖7。段Ⅲ后部流動(dòng)階段，由于重力作用，液體逐步在此匯合處向下匯集，這就使得液體在管段Ⅲ中形成了較明顯的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)。該旋轉(zhuǎn)流動(dòng)是造成管線振動(dòng)的重要因素。

圖7 現(xiàn)有工況模擬Fig. 7 Simulation of existing working condition

3 管道設(shè)計(jì)調(diào)整及改造方案

3.1 流體力學(xué)模擬

通過(guò)以上分析，明確造成壓力波動(dòng)的原因后，通過(guò)優(yōu)化加熱爐出口管道布置改變物料走向，消除旋轉(zhuǎn)流影響。經(jīng)過(guò)多次模擬，發(fā)現(xiàn)去掉原始管段II，加熱爐出口管道先匯合再提升，氣液兩相在水平段與上升段基本沿管線的一側(cè)流動(dòng)，未出現(xiàn)沿軸向旋轉(zhuǎn)的情況，見(jiàn)圖8。這為裝置改造提供了依據(jù)。

圖8 改造工況模擬Fig. 8 Simulation of working condition after reconstruction

3.2 管道改造方案

綜合原因排查、工藝計(jì)算、加熱爐爐管內(nèi)流型分析和流體力學(xué)模擬結(jié)果，重新對(duì)管道進(jìn)行了設(shè)計(jì)。加熱爐出口的兩路爐管在水平方向進(jìn)入三通匯合后經(jīng)一次爬升，由匯合后總管接入反應(yīng)器入口，見(jiàn)圖9。由圖9 可知，改造后的管路減少了兩個(gè)彎頭，將兩次爬升改為一次，降低了管道阻力，有利于液相帶出和旋轉(zhuǎn)流消除。

圖9 改造前后管道對(duì)比Fig. 9 Comparison of pipelines before and after reconstruction

由圖7 可知，兩路反應(yīng)產(chǎn)物分別從加熱爐出口流入管段Ⅱ后，由于慣性的影響，在經(jīng)過(guò)第一個(gè)彎頭時(shí)，液體主要沿外壁（右側(cè)）流動(dòng)，使得外壁處的液體濃度較大，靠近內(nèi)壁一側(cè)主要為氣體。流體流出管段Ⅱ，經(jīng)第二個(gè)彎頭流入管段Ⅲ時(shí)，由于慣性的影響，液體主要在第二個(gè)彎頭外壁（上部）流動(dòng)。在管

4 結(jié)論

某80 × 104t/a柴油加氫精制裝置反應(yīng)系統(tǒng)中氣液混相，具有高溫、高壓的特點(diǎn)。針對(duì)其運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)的反應(yīng)壓力波動(dòng)問(wèn)題，采用多種常用方法進(jìn)行排查，但未發(fā)現(xiàn)原因；進(jìn)一步借助工業(yè)聽(tīng)診儀、紅外熱成像儀和CFD流體力學(xué)建模等方法，發(fā)現(xiàn)氣化后的氣液兩相在爬升和匯合過(guò)程中形成旋轉(zhuǎn)流，阻礙了氣液兩相的順利排出，當(dāng)液相積累到一定程度時(shí)，間歇性噴射造成壓力波動(dòng)。據(jù)此提出了消除旋轉(zhuǎn)流的改造方案，可為解決同類問(wèn)題提供借鑒。