焦化分餾塔模擬分析及改進(jìn)

張龍，趙亞新，方向晨，杜維謙，高景山，薄德臣

（1中國(guó)石化撫順石油化工研究院，遼寧 撫順 113001；2中國(guó)石化塔河分公司，新疆 庫(kù)車(chē) 842000；3中國(guó)石油撫順石化分公司石油二廠，遼寧 撫順 113003）

焦化分餾塔模擬分析及改進(jìn)

張龍1，趙亞新2，方向晨1，杜維謙3，高景山1，薄德臣1

（1中國(guó)石化撫順石油化工研究院，遼寧 撫順 113001；2中國(guó)石化塔河分公司，新疆 庫(kù)車(chē) 842000；3中國(guó)石油撫順石化分公司石油二廠，遼寧 撫順 113003）

某石化公司計(jì)劃將2#延遲焦化裝置處理量由140萬(wàn)噸/年提高到原設(shè)計(jì)規(guī)模220萬(wàn)噸/年，將焦化分餾塔由原來(lái)的塔盤(pán)堵孔操作恢復(fù)到設(shè)計(jì)負(fù)荷。但近年來(lái)塔河原油性質(zhì)已發(fā)生較大變化，瀝青質(zhì)含量上升較大。為了對(duì)焦化分餾塔恢復(fù)產(chǎn)能后操作性能進(jìn)行預(yù)估，調(diào)研收集塔河石化2#延遲焦化裝置生產(chǎn)數(shù)據(jù)。通過(guò)建立其工藝計(jì)算模型，分析焦化分餾塔操作中的存在的問(wèn)題；分析影響其分離精度的塔結(jié)構(gòu)問(wèn)題。針對(duì)焦化分餾塔恢復(fù)產(chǎn)能提出了相應(yīng)的改造建議，并進(jìn)行了模擬計(jì)算和水力學(xué)計(jì)算驗(yàn)證。為分餾塔的優(yōu)化操作和改造提供依據(jù)，同時(shí)為恢復(fù)產(chǎn)能后的分餾塔穩(wěn)定生產(chǎn)提供理論指導(dǎo)。

焦化裝置；分餾塔；模擬；水力學(xué)核算

塔河原油密度大，硫、瀝青質(zhì)、重金屬含量高[1]。常規(guī)延遲焦化[2-4]裝置加工塔河原油減壓渣油會(huì)造成加熱爐爐管結(jié)焦，無(wú)法實(shí)現(xiàn)正常的生產(chǎn)周期。因此某石化公司2#延遲焦化裝置設(shè)計(jì)采用大循環(huán)比方案加工塔河原油常壓渣油[5]。設(shè)計(jì)規(guī)模220萬(wàn)噸/年，按“三爐六塔”焦化工藝流程、24h生焦周期設(shè)計(jì)。開(kāi)工初期，由于焦炭塔的實(shí)際加工量只有約140萬(wàn)噸/年，裝置按“兩爐四塔”生產(chǎn)。分餾、吸收穩(wěn)定單元仍按220萬(wàn)噸/年配套，對(duì)分餾塔浮閥塔盤(pán)進(jìn)行部分堵孔處理，但在生產(chǎn)中出現(xiàn)焦化蠟油中含有大量的柴油、柴油與蠟油重疊度較大的現(xiàn)象。近來(lái)，某石化公司計(jì)劃將2#延遲焦化裝置處理量提高到原設(shè)計(jì)規(guī)模，恢復(fù)焦化分餾塔設(shè)計(jì)負(fù)荷。但塔河原油瀝青質(zhì)含量上升較大，原油性質(zhì)與原設(shè)計(jì)時(shí)發(fā)生較大變化。為了對(duì)分餾塔恢復(fù)產(chǎn)能后穩(wěn)定生產(chǎn)提供理論指導(dǎo)，本文對(duì)塔河石化2#延遲焦化裝置分餾塔進(jìn)行模擬分析，為恢復(fù)產(chǎn)能后分餾塔優(yōu)質(zhì)生產(chǎn)提出改進(jìn)方案。

1 操作狀況

某石化公司2#常減壓-延遲焦化裝置的常壓渣油分兩路進(jìn)入延遲焦化單元。一路進(jìn)入焦化分餾塔塔底，另一路從分餾塔閃蒸段上部進(jìn)入分餾塔。來(lái)自焦炭塔的反應(yīng)油氣從分餾塔閃蒸段下部進(jìn)入焦化分餾塔，中間設(shè)置脫過(guò)熱人字形洗滌擋板。反應(yīng)油氣經(jīng)過(guò)分餾塔洗滌板從蒸發(fā)段上升，與常壓渣油換熱后，進(jìn)入蠟油集油箱以上的分餾段，分餾出富氣、汽油、柴油和蠟油餾分。常壓渣油升溫后和循環(huán)油在塔底混合由泵送往焦化加熱爐。該分餾塔設(shè)置4個(gè)中段回流，依次為塔頂循環(huán)回流、柴油分餾段回流、中部取熱回流段、蠟油回流段。焦化汽柴油混合進(jìn)入加氫精制裝置，不設(shè)柴油汽提塔。設(shè)計(jì)按循環(huán)比0.8操作，出裝置蠟油產(chǎn)量很小，不設(shè)蠟油汽提塔。分餾塔操作條件及設(shè)計(jì)條件見(jiàn)表1，裝置產(chǎn)品收率及設(shè)計(jì)收率見(jiàn)表2，分餾塔原產(chǎn)品性質(zhì)見(jiàn)表3。

表1 分餾塔操作參數(shù)及設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 焦化裝置產(chǎn)品收率及設(shè)計(jì)收率

表3 分餾塔原產(chǎn)品性質(zhì)對(duì)比

從焦化分餾塔的操作來(lái)看，柴油和蠟油餾分間的重疊度較大，焦化蠟油中含有約15%～20%的高附加值柴油。蠟油的側(cè)線抽出量偏大，蠟油收率遠(yuǎn)高于設(shè)計(jì)收率。而汽柴油的收率偏低，小于設(shè)計(jì)收率，裝置整體液收較低。

2 模擬計(jì)算

為了分析分餾塔的操作狀況，本研究借助SimSci/ProⅡ流程模擬軟件對(duì)分餾塔進(jìn)行了模擬計(jì)算。模擬以常壓渣油設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，常壓渣油性質(zhì)設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)見(jiàn)表4。針對(duì)分餾塔油氣進(jìn)料組成無(wú)法確定的問(wèn)題，模擬以分餾塔產(chǎn)品分布和產(chǎn)品性質(zhì)反推分餾塔進(jìn)料組成。在模擬中將分餾塔脫過(guò)熱段與分餾段分開(kāi)處理，非平衡級(jí)的塔底脫過(guò)熱段采用閃蒸設(shè)置。該焦化分餾塔分餾段設(shè)有35層塔盤(pán)，底部蒸發(fā)段設(shè)有6層脫過(guò)熱人字形洗滌板。根據(jù)該分餾塔設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)和經(jīng)驗(yàn)，模擬設(shè)置時(shí)分餾塔精餾段取23個(gè)平衡級(jí)來(lái)計(jì)算，脫過(guò)熱段按平衡閃蒸來(lái)計(jì)算[6]。按分餾塔生產(chǎn)工藝搭建模擬流程進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬流程如圖1所示。模型由分餾塔、閃蒸罐、換熱器、混合器、常壓渣油分流器和蠟油分流器組成；并按照該分餾塔實(shí)際生產(chǎn)狀況設(shè)塔頂循環(huán)回流、柴油回流、中段取熱循環(huán)回流、蠟油回流；回流取熱溫差按生產(chǎn)現(xiàn)狀分別設(shè)為39℃、60℃、60℃、80℃。

表4 塔河原油常壓渣油性質(zhì)

圖1 2#焦化裝置模擬流程

表5 分餾塔模擬計(jì)算后產(chǎn)品性質(zhì)對(duì)比

在模型計(jì)算中，基于焦化分餾塔系統(tǒng)為非極性物系，模型熱力學(xué)方法采用BK-10物性選擇集。汽、液相的焓值計(jì)算采用Johnson-Grayson，液相密度采用API法計(jì)算[7]。模擬計(jì)算采用Refinery估算方法[8]。模擬所得的分餾塔側(cè)線產(chǎn)品性質(zhì)和實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)對(duì)比見(jiàn)表5所示。

從對(duì)比結(jié)果可以看出：分餾塔模擬結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)基本一致，表明模型計(jì)算和物性方法的選擇能較為準(zhǔn)確地反映分餾塔實(shí)際操作情況，模擬計(jì)算模型可用于對(duì)分餾塔操作現(xiàn)狀進(jìn)行分析；同時(shí)，從模擬計(jì)算分析來(lái)看，焦化分餾塔分離精度較差，產(chǎn)品清晰度不夠。柴油與汽油的產(chǎn)品重疊度較大，蠟油與柴油恩氏蒸餾重疊度接近80℃。蠟油初餾點(diǎn)及10%點(diǎn)溫度較低，蠟油中含有大量的柴油餾分。根據(jù)模擬計(jì)算結(jié)果作出分餾塔氣液相負(fù)荷分布圖，見(jiàn)圖2所示。

圖2 焦化分餾塔氣、液相負(fù)荷分布圖

從圖2可以看出，塔內(nèi)氣相流量相對(duì)平穩(wěn)，液相流量在各中段返回板出現(xiàn)峰值，在各分餾段液相流量都比較低，表明全塔塔內(nèi)回流量偏低。

3 原因分析

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)操作數(shù)據(jù)及模擬計(jì)算來(lái)看，目前分餾塔的操作存在以下問(wèn)題。

（1）柴油收率偏低，蠟油收率偏高。柴油實(shí)際收率33.2%，設(shè)計(jì)值為35.60%；蠟油實(shí)際收率6.3%，設(shè)計(jì)值為1.8%，實(shí)際生產(chǎn)和設(shè)計(jì)值差距較大。

（2）柴油與蠟油分離精度較差，蠟油10%點(diǎn)只有341℃，蠟油中夾帶大量柴油。

結(jié)合裝置實(shí)際操作狀況，分析目前生產(chǎn)中存在問(wèn)題。導(dǎo)致柴油和蠟油收率與設(shè)計(jì)值相差較大的原因，主要是裝置實(shí)際循環(huán)比（0.72）與設(shè)計(jì)值（0.8）有所差異相關(guān)，與柴油與蠟油之間的分離效果差也有較大關(guān)系，分析原因如下。

（1）分餾段理論板數(shù)少，塔盤(pán)效率低。目前柴油與蠟油分餾段的有效分離塔盤(pán)數(shù)為6塊實(shí)際塔盤(pán)，板數(shù)有所不足。同時(shí)由于分餾塔下部氣速高，液相流量低，浮閥塔盤(pán)傳質(zhì)狀態(tài)處于噴射態(tài)，而不是浮閥塔盤(pán)處于高效區(qū)的乳化狀態(tài)[9]，所以通常會(huì)有較大的霧沫夾帶從而造成板效率偏低[10-12]；同時(shí)由于進(jìn)料油氣中夾帶大量焦炭粉塵，粉塵沉積在塔板上，一方面會(huì)造成塔板的堵塞，壓降升高，同時(shí)使得塔盤(pán)分離效率下降；另一方面粉塵隨板上液相流入受液盤(pán)，會(huì)造成降液管底隙堵塞夾帶固體顆粒等特點(diǎn)，造成塔盤(pán)效率低。這些都是目前柴油收率偏低、蠟油夾帶大量柴油的重要原因。

（2）柴油、蠟油分餾段氣化量不足，導(dǎo)致內(nèi)回流量偏低。生產(chǎn)數(shù)據(jù)表明，目前新鮮原料入分餾塔上進(jìn)料與總進(jìn)料之比為0.726，這一比值偏大，尤其在加工量偏低的時(shí)候影響很大，由此造成入塔油氣的大量熱量還未進(jìn)入分餾塔的分餾段就直接被新鮮原料帶走。這雖然提高了原料的進(jìn)料溫度，降低了裝置的能耗，但由此也造成進(jìn)入分餾塔分餾段的油氣熱量不足，內(nèi)回流偏低，這也是導(dǎo)致分餾效果差的重要因素。

4 改造方案

針對(duì)上述原因分析及工藝模擬計(jì)算結(jié)果，提出如下優(yōu)化改造方案。

（1）維持原頂循到柴油抽出段（1～14層）塔盤(pán)不動(dòng)，將原來(lái)壓住的浮閥全部打開(kāi)。經(jīng)分析，分餾塔汽、柴油混合進(jìn)行后續(xù)處理，可以考慮維持原有塔盤(pán)不動(dòng)。要恢復(fù)原設(shè)計(jì)產(chǎn)能，只需將現(xiàn)在壓住的浮閥打開(kāi)，即可滿足要求。另外，鑒于塔河石化總流程中設(shè)置焦化汽、柴油混合加氫精制，可以考慮在焦化分餾塔中不嚴(yán)格要求汽柴油分離精度。一方面調(diào)整操作，實(shí)現(xiàn)分餾塔節(jié)能；另一方面可以考慮減少該部分塔盤(pán)數(shù)量。在塔體不動(dòng)的情況下，騰出一定的空間增加柴油-蠟油段塔盤(pán)，提高柴油-蠟油的分離精度實(shí)現(xiàn)增收柴油的目的。

（2）更換柴油抽出以下所有浮閥塔盤(pán)（15～35層）為高效抗堵塞噴射型塔盤(pán)。降液管底隙由100mm降低至80mm，受液盤(pán)利舊，塔盤(pán)出口堰由50mm降低至30mm。實(shí)際生產(chǎn)和模擬分析都證明，分餾塔在柴油-蠟油分餾段分離精度差，根本原因在于該部分理論板不夠，塔盤(pán)效率低下。為此在不增加塔盤(pán)數(shù)量的前提下采用高效塔盤(pán)以提高分離效率。噴射塔板是在垂直篩板[13-14]的基礎(chǔ)上研究開(kāi)發(fā)的一種新型高效噴射型塔板[15-18]。該塔板抗堵性能極強(qiáng)，無(wú)返混。液體被噴射形成大量液滴，分散程度高，比表面積大，傳遞速率高。氣相湍動(dòng)程度稍差，在大氣液比的工況下板效率不受發(fā)泡物系影響。噴射態(tài)液相以液滴形式存在，基本無(wú)氣泡的形成。阻力降低，抗堵性強(qiáng)，噴射態(tài)氣速較高，自我沖刷能力強(qiáng)。

（3）在分餾塔35層塔盤(pán)設(shè)置重蠟油采出線。模擬分析表明，焦化蠟油餾程較輕、餾分較窄，且因?yàn)榉蛛x精度不夠，攜帶了大量的柴油餾分。在高循環(huán)比的生產(chǎn)方案下，柴油餾分在焦炭塔進(jìn)行二次熱裂化，部分餾分轉(zhuǎn)化為氣體和焦炭，影響裝置整體液收。建議在分餾塔蠟油采出下部增加重蠟油抽出，一方面提高塔分餾效果，改善蠟油餾分和柴油的分離精度；另一方面由于焦化熱裂化反應(yīng)特性，分餾塔下部抽出重蠟油為富芳烴餾分，是調(diào)節(jié)瀝青產(chǎn)品針入度要求的好原料，可以作為基質(zhì)瀝青的調(diào)和原料，從而增加裝置經(jīng)濟(jì)效益。

（4）設(shè)置輕蠟油汽提塔，減少循環(huán)蠟油中的柴油含量，提高裝置的經(jīng)濟(jì)效益。經(jīng)模擬計(jì)算表明，設(shè)置汽提塔回收焦化蠟油中的柴油餾分，耗費(fèi)10kgf/cm2蒸汽1.38%（1kgf/cm2=98.0665kPa），焦化蠟油初餾點(diǎn)從240℃提高到311℃。塔頂氣相返回焦化主分餾塔，柴油餾分從主分餾塔柴油側(cè)線采出，采出量估算在15%～20%，推算回收柴油的蒸汽單耗為0.09t/t柴油，蒸汽價(jià)格以150元/噸計(jì)，回收費(fèi)用約為13.5元/噸柴油。經(jīng)濟(jì)效益很顯著。且經(jīng)初步預(yù)算，投資不高。

5 改造結(jié)果及水力學(xué)核算

依照上述方案，對(duì)分餾塔進(jìn)行了恢復(fù)產(chǎn)能后流程模擬分析，模擬流程見(jiàn)圖3。并將恢復(fù)產(chǎn)能改造前后分餾塔產(chǎn)品收率對(duì)比列于表6，主要液體產(chǎn)品分離精度對(duì)比結(jié)果列于表7。

表6 分餾塔改造前后產(chǎn)品收率對(duì)比

圖3 2#焦化裝置改造模擬流程

從計(jì)算結(jié)果可以得出：恢復(fù)產(chǎn)能改造后分餾塔柴油收率較目前提高2%～3%，蠟油中柴油含量由15%降低至<5%。柴油與蠟油的產(chǎn)品重疊度得到有效改善，大大提高了分餾塔柴油與蠟油的分離精度。為了進(jìn)一步分析改造后分餾塔操作狀況，掌握分餾塔各段氣液相傳質(zhì)情況以及塔內(nèi)件的操作性能，在模擬計(jì)算的基礎(chǔ)上進(jìn)行分餾塔水力學(xué)核算。該分餾塔塔徑為6400mm，板間距為600mm，采用雙液流溢流形式。按照該分餾塔各段氣液傳質(zhì)特點(diǎn)將分餾塔分為7段，逐段進(jìn)行塔板水力學(xué)計(jì)算。計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表8。

通過(guò)對(duì)分餾塔逐段水力學(xué)核算可以看出，分餾塔1～14層塔盤(pán)浮閥全打開(kāi)后能夠滿足設(shè)計(jì)負(fù)荷及60%～120%的操作彈性要求；分餾塔15～35層塔盤(pán)采用立體噴射塔盤(pán)改造后，塔的流體力學(xué)處于良好狀態(tài)，能夠滿足設(shè)計(jì)負(fù)荷及60%～120%的操作彈性要求。改造后加工負(fù)荷達(dá)到能夠原設(shè)計(jì)負(fù)荷220萬(wàn)噸/年。為了考察在第35#板采出重蠟油后塔板的負(fù)荷性能，做出第35#板負(fù)荷性能圖，見(jiàn)圖4所示。

表7 分餾塔改造前后液體產(chǎn)品分離精度對(duì)比 單位：℃

表8 分餾塔水力學(xué)核算

由圖4可以看出，第35#板的操作線在合適的區(qū)域內(nèi)，下限點(diǎn)在漏液線之上，不存在漏液現(xiàn)象；上限點(diǎn)在霧沫夾帶線和液泛線之下，不存在液泛，塔板操作性能良好。從而證實(shí)，增加重蠟油抽出側(cè)線、更換高效塔盤(pán)的方案是切實(shí)可行的。

圖4 第35#板負(fù)荷性能圖

6 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)某石化公司2#常減壓-延遲焦化裝置焦化分餾塔進(jìn)行操作狀況的模擬計(jì)算與分析，診斷出影響裝置液收和產(chǎn)品性質(zhì)的關(guān)鍵因素，同時(shí)提出相應(yīng)的改造方案，并對(duì)改造方案進(jìn)行效果驗(yàn)證，為該裝置分餾塔恢復(fù)產(chǎn)能的改造提供依據(jù)，必將大大提高裝置生產(chǎn)的經(jīng)濟(jì)效益。

[1] 中國(guó)石化石油化工科學(xué)研究院. 塔河2012-1重質(zhì)原油評(píng)價(jià)報(bào)告[R]. 北京，2012.

[2] 林世雄. 石油煉制工程[M]. 第3版. 北京：石油工業(yè)出版社，2000.

[3] 瞿國(guó)華. 延遲焦化工藝與工程[M]. 北京：中國(guó)石化出版社，2008.

[4] 侯芙生. 中國(guó)煉油技術(shù)[M]. 北京：中國(guó)石化出版社，2011.

[5] 封子文. 塔河重質(zhì)原油加工方案的優(yōu)化研究[J]. 煉油技術(shù)與工程，2012，42（5）：29-33.

[6] 王春花，陳清林，華賁，等. 延遲焦化主分餾塔工藝模擬與擴(kuò)能分析[J]. 華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，12（34）：110-114.

[7] SIMSCI Company．Simulation Science Inc PR0/Ⅱ6.0[CP/CD]. Califonia：SIMSCI Company，2003.

[8] 王洪江. 流程模擬計(jì)算中關(guān)于塔板效率選擇的技巧[J]. 石化技術(shù)，2003，10（1）：31-33.

[9] 李鑫鋼. 現(xiàn)代蒸餾技術(shù)[M]. 北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2009.

[10] 趙培，張艷梅，熊丹柳，等. 淺述流體力學(xué)因素對(duì)精餾塔塔板效率的影響[J]. 化肥設(shè)計(jì)，2010，48（1）：10-12.

[11] 孫蘭義，李軍. HEFV固閥塔板流體力學(xué)與傳質(zhì)性能研究[J]. 石油化工設(shè)備，2008，37（1）：8-11.

[12] 李群生，劉旺國(guó)，李釗，等. 新型導(dǎo)向復(fù)合塔板的性能研究[J]. 石油化工，2009，38（8）：870-874.

[13] 彭軍，褚雅志，馬曉迅，等. 泡罩垂直篩板性能研究[J]. 化學(xué)工程，2010，38（7）：5-8.

[14] 孫蘭義，唐正強(qiáng)，李軍. EJT噴射塔板實(shí)驗(yàn)研究[J]. 石油化工設(shè)備，2008，37（3）：5-8.

[15] 李春利，李柏春，呂建華，等. 復(fù)合噴射塔盤(pán)：中國(guó)，1597036A[P]. 2005.

[16] 李建新. 立體噴射塔盤(pán)：中國(guó)，202569623U[P]. 2012.

[17] 李林. 立體傳質(zhì)塔板在煉油裝置上的應(yīng)用[J]. 煉油設(shè)計(jì)，2001，31 （7）：40-42.

[18] 鄭顯偉，劉云秀. 立體傳質(zhì)塔盤(pán)新技術(shù)在齊魯公司的首次應(yīng)用[J].工業(yè)技術(shù)，2004，32（2）：96-99.

Simulation analysis and improvement on fractionation column in delayed coking unit

ZHANG Long1，ZHAO Yaxin2，F(xiàn)ANG Xiangchen1，DU Weiqian3，GAO Jingshan1，BO Dechen1
（1Fushun Research Institute of Petroleum and Petrochemicals，SINOPEC，F(xiàn)ushun 113001，Liaoning，China；2SINOPEC Tahe Company，Kuche 842000，Xinjiang，China；3No. 2 Refinery of Fushun Petrochemical Company，PetroChina，F(xiàn)ushun 113003，Liaoning，China）

It was planned to increase the capacity of 2#DCU (delayed coking unit) in Sinopec a Petrochemical from 1.4Mt/a to originally designed 2.2Mt/a. The blocked holes on trays of fractionation column would be opened. Meanwhile，the properties of crude oil changed greatly in recent years，especially asphaltene content. For pre-estimating operating performance of fractionation column after capacity recovery，production data were collected. Its problems in operation were analyzed by building a process calculation model. Moreover，the influence of tower structure on separation accuracy was analyzed. Referring to capacity recovery of fractionation column，improvement suggestions were made and verified by simulation and hydraulic calculation to provide the basis for operation optimization and transformation of fractionation tower and the theoretical guidance for fractionation column stable production after capacity recovery.

delayed coking unit；frationation column；analysis；hydraulic calculation

TE 624.3+2

A

1000-6613（2014）11-3118-07

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.11.047

2014-02-18；修改稿日期：2014-05-19。

及聯(lián)系人：張龍（1973—），男，碩士，高級(jí)工程師，從事石油化工工藝及節(jié)能技術(shù)研究。E-mail zhanglong.fshy@sinopec.com。